CENTRO FEDERAL DE EDUCAÇÃO TECNOLÓGICA DE MINAS GERAIS CEFET/MG DEPARTAMENTO DE ENSINO SUPERIOR - DES CURSO DE GRADUAÇÃO DE ENGENHARIA ELÉTRICA BRUNO SIQUEIRA ANDRADE IMPLEMENTAÇÃO DOS CÁLCULOS DE PARÂMETROS ELÉTRICOS DE LINHAS DE TRANSMISSÃO AÉREAS BELO HORIZONTE 2016
CENTRO FEDERAL DE EDUCAÇÃO TECNOLÓGICA DE MINAS GERAIS CEFET/MG DEPARTAMENTO DE ENSINO SUPERIOR - DES CURSO DE GRADUAÇÃO DE ENGENHARIA ELÉTRICA TRABALHO DE CONCLUSÃO DE CURSO II IMPLEMENTAÇÃO DOS CÁLCULOS DE PARÂMETROS ELÉTRICOS DE LINHAS DE TRANSMISSÃO AÉREAS Por Bruno Siqueira Andrade Trabalho de Conclusão de Curso II, submetido à Banca Examinadora designada pelo Colegiado do Curso de Engenharia Elétrica do Centro Federal de Educação Tecnológica de Minas Gerais, como requisito para a aprovação na disciplina obrigatória. Orientadora: Elza Koeler de Barros Ribeiro Co-orientador: Rafael Silva Alípio BELO HORIZONTE 2016
CENTRO FEDERAL DE EDUCAÇÃO TECNOLÓGICA DE MINAS GERAIS CEFET/MG DEPARTAMENTO DE ENSINO SUPERIOR - DES CURSO DE GRADUAÇÃO DE ENGENHARIA ELÉTRICA Bruno Siqueira Andrade IMPLEMENTAÇÃO DOS CÁLCULOS DE PARÂMETROS ELÉTRICOS DE LINHAS DE TRANSMISSÃO AÉREAS Belo Horizonte, julho de 2016. Relatório do trabalho de graduação TCC II apresentado ao Centro Federal de Educação Tecnológica de Minas Gerais
Implementação Dos Cálculos De Parâmetros Elétricos De Linhas De Transmissão Aéreas Bruno Siqueira Andrade Trabalho de Conclusão de Curso II, submetido à Banca Examinadora designada pelo Colegiado do Curso de Engenharia Elétrica do Centro Federal de Educação Tecnológica de Minas Gerais, como requisito para a aprovação na disciplina obrigatória. Aprovada em: Por: Elza Koeler de Barros Ribeiro Prof. DAEE / CEFET-MG Orientadora Rafael Silva Alípio Prof. DAEE / CEFET-MG Co-orientador Tarcísio Antônio Santos de Oliveira Prof. DAEE / CEFET-MG
Aos meus pais, Fátima e Geraldo.
I AGRADECIMENTOS Agradeço, primeiramente, à minha mãe, pelo apoio incondicional aos meus estudos desde criança, sempre me incentivando a seguir em frente e encarar meus desafios. Aos meus familiares e amigos por caminharem comigo nos momentos de dificuldades e vitórias. À minha namorada, Daniela, por estar sempre ao meu lado me apoiando e dando forças. Sempre compreensiva e companheira. À professora Elza Koeler, por contribuir efetivamente no desenvolvimento deste trabalho, com paciência e ótimas sugestões. Ao professor Rafael Alípio, por ter se disposto a ajudar e compartilhar seu conhecimento. À instituição CEFET-MG, por dar a oportunidade de um aprendizado de qualidade e disponibilizar de uma ótima estrutura acadêmica. E a todos que contribuíram, direta ou indiretamente, no desenvolvimento deste trabalho. Se vi mais longe foi por estar sobre os ombros de gigantes. Isaac Newton
II SUMÁRIO AGRADECIMENTOS... I RESUMO...V ABSTRACT...VI LISTA DE FIGURAS...VII LISTA DE TABELAS...IX LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS...X CAPÍTULO 1 INTRODUÇÃO...1 1.1 OBJETIVO...1 1.2 JUSTIFICATIVA...1 1.3 CONTEXTUALIZAÇÃO DO TEMA...3 1.4 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA...4 1.4.1 CÁLCULO DA RESISTÊNCIA DE UMA LT AÉREA...5 1.4.2 CÁLCULO DA INDUTÂNCIA DE UMA LT AÉREA...6 1.4.3 CÁLCULO DA CONDUTÂNCIA DE UMA LT AÉREA...7 1.4.4 CÁLCULO DA CAPACITÂNCIA...8 1.5 METODOLOGIA...9 1.6 ORGANIZAÇÃO DO TRABALHO...9 CAPÍTULO 2 PARÂMETROS DE LINHAS DE TRANSMISSÃO AÉREA...11 2.1 - IMPEDÂNCIA SÉRIE DE LINHAS DE TRANSMISSÃO AÉREAS...12 2.1.1 RESISTÊNCIA...13 2.1.1.1 RESISTÊNCIA À CORRENTE CONTÍNUA...13 2.1.1.2 RESISTÊNCIA À CORRENTE ALTERNADA...15 2.1.2 INDUTÂNCIA...16 2.1.2.1 INDUTÂNCIA INTERNA DE UM CONDUTOR...16 2.1.2.2 INDUTÂNCIA EXTERNA DE UM CONDUTOR...18 2.1.2.3 INDUTÂNCIA EM LINHAS TRIFÁSICAS COM ESPAÇAMENTO EQUILÁTERO...20 2.1.2.4 INDUTÂNCIA EM LINHAS TRIFÁSICAS COM ESPAÇAMENTO ASSIMÉTRICO...21 2.1.2.5 REATÂNCIA INDUTIVA...23
III 2.2 ADMITÂNCIA EM DERIVAÇÃO DE LINHAS DE TRANSMISSÃO...23 2.2.1 CONDUTÂNCIA...24 2.2.1.1 PERDA NOS ISOLADORES...25 2.2.1.2 O EFEITO CORONA...26 2.2.1.2.1 O GRADIENTE DE POTENCIAL NA SUPERFÍCIE DOS CONDUTORES.28 2.2.1.2.2 CONSEQUÊNCIAS DO EFEITO CORONA...29 2.2.2 CAPACITÂNCIA...30 2.2.2.1 CAPACITÂNCIA DE UMA LINHA TRIFÁSICA COM ESPAÇAMENTO EQUILÁTERO...34 2.2.2.2 - CAPACITÂNCIA DE UMA LINHA TRIFÁSICA COM ESPAÇAMENTO ASSIMÉTRICO...36 2.2.2.3 INFLUÊNCIA DA SOLO SOBRE A CAPACITÂNCIA DE UMA LINHA DE TRANSMISSÃO TRIFÁSICA...38 2.2.2.4 - REATÂNCIA CAPACITIVA...41 2.3 CONCLUSÃO...41 CAPÍTULO 3 TRATAMENTO MATRICIAL DOS PARÂMETROS DE LINHAS DE TRANSMISSÃO...43 3.1 A MATRIZ DE IMPEDÂNCIAS...44 3.1.1 CORREÇÕES DA IMPEDÂNCIA SÉRIE...45 3.1.1.1 CORREÇÃO DA IMPEDÂNCIA DEVIDO AO EFEITO PELICULAR...47 3.1.1.2 CORREÇÃO DA IMPEDÂNCIA DEVIDO À PRESENÇA DO SOLO...49. 3.1.2 A INCLUSÃO DE CABOS-GUARDA...51 3.1.2.1 CABOS-GUARDA ATERRADOS...52 3.1.2.2 CABOS-GUARDA ISOLADOS...53 3.1.3 APLICAÇÃO DE COMPONENTES SIMÉTRICAS...54 3.1.3.1 COMPONENTES SIMÉTRICAS E IMPEDÂNCIAS DE SEQUÊNCIAS...54 3.1.3.2 A MATRIZ DE IMPEDÂNCIAS DE SEQUÊNCIAS...55 3.2 A MATRIZ DE CAPACITÂNCIAS...58 3.2.1 A INCLUSÃO DE CABOS-GUARDA...60 3.2.1.1 CABOS-GUARDA ATERRADOS...60 3.2.1.2 CABOS-GUARDA ISOLADOS...61 3.2.2 A MATRIZ DE CAPACITÂNCIAS DE SEQUÊNCIAS...62 3.3 CONCLUSÃO...63
IV CAPÍTULO 4 IMPLEMENTAÇÃO DOS CÁLCULOS DE PARÂMETROS DE LINHA DE TRANSMISSÃO AÉREA...64 4.1 CARACTERÍSTICAS DAS LINHAS DE TRANSMISSÃO EM ESTUDO...65 4.1.1 LINHA DE TRANSMISSÃO LT01...66 4.1.2 LINHA DE TRANSMISSÃO LT02...68 4.1.3 LINHA DE TRANSMISSÃO LT03...69 4.2 IMPLEMENTAÇÃO EM LINGUAGEM MATLAB...70 4.2.1 CÁLCULO DA IMPEDÂNCIA SÉRIE EM MATLAB...71 4.2.2 CÁLCULO DA CAPACITÂNCIA EM MATLAB...72 4.3 IMPLEMENTAÇÃO EM ATP...73 4.3.1 CONFIGURAÇÕES USADAS NO LINE CONSTANTS...74 4.3.2 CÁLCULO DA IMPEDÂNCIA NO LINE CONSTANTS...76 4.3.3 CÁLCULO DA CAPACITÂNCIA NO LINE CONSTANTS...77 4.4 COMPARAÇÃO DOS RESULTADOS EM MATLAB E LINE CONSTANTS...78 4.4.1 COMPARAÇÃO DAS IMPEDÂNCIAS DE SEQUÊNCIA...78 4.4.2 COMPARAÇÃO DAS CAPACITÂNCIAS DE SEQUÊNCIA...82 4.5 VARIAÇÃO DA RESISTIVIDADE DO SOLO, DISTÂNCIA ENTRE FASES E FREQUÊNCIA DA REDE...83 4.5.1 VARIAÇÃO DA DISTÂNCIA ENTRE AS FASES DA LT...83 4.5.2 VARIAÇÃO DA RESISTIVIDADE DO SOLO...85 4.5.3 VARIAÇÃO DA FREQUÊNCIA DA FONTE DE ALIMENTAÇÃO DA LT...87 4.6 CONCLUSÃO...90 CAPÍTULO 5 CONCLUSÕES...92 5.1 PROPOSTAS DE TRABALHOS FUTUROS...94 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS...95 ANEXO A Rotina implementada no Matlab para a linha de transmissão LT01 a 60 Hz...98 ANEXO B Resultados obtidos com a rotina criada em Matlab...108
V RESUMO Este trabalho apresenta os cálculos necessários para se quantificar os parâmetros elétricos de uma linha de transmissão aérea, que são a resistência, a indutância, a condutância e a capacitância. Nesses cálculos são levados em consideração o efeito da corrente de retorno pelo solo e o efeito pelicular nos condutores. Para isso, a manipulação das equações por meio de matrizes se mostra muito eficaz e contribui para a implementação de um algoritmo. Dados os conceitos fundamentais e a contribuição trazida pelo tratamento matricial, uma rotina é desenvolvida no software Matlab com o objetivo de se calcular os parâmetros impedância e capacitância de três modelos típicos de linhas de transmissão aéreas trifásicas e transpostas. Os resultados obtidos com essa rotina são comparados com os resultados obtidos por um software já consolidado nesse tipo de cálculo, o ATP. Ele possui uma rotina auxiliar chamada Line Constants, que é dedicada no cálculo de parâmetros de linhas de transmissão aéreas. As simulações foram realizadas para os três modelos de linha, para as frequências da rede nos valores de 60 Hz, 10 KHz, 100 KHz e 1 MHz, e os resultados foram consistentes, atingindo valores mais próximos para a frequência de 60 Hz. Após a validação da rotina criada, são realizadas análises gráficas do comportamento dos parâmetros elétricos de um dos modelos de linha apresentados sob o ponto de vista da variação da distância entre as fases, a variação da resistividade do solo e a variação da frequência. Os resultados obtidos estão de acordo com os fundamentos teóricos e ratificam a eficiência da rotina desenvolvida. Palavras-chave: Parâmetros de linha de transmissão aérea, Line Constants ATP, Matlab, Método das Imagens Complexas, Efeito Pelicular, Coeficientes de potencial de Maxwell.
VI ABSTRACT This paper presents the main calculations to quantify the overhead power line parameters, which are the resistance, inductance, conductance and capacitance. These calculations include the effect of the current that return from the ground and the skin effect in the conductors. For this, the manipulation of equations using matrix forms was very effective and contributed to develop a well-structured algorithm. After that, a Matlab code is developed in order to calculate the impedance and capacitance parameters of three typical designs of transposed three-phase overhead power lines. The Matlab s results are compared with the results obtained by a consolidated software, the ATP. It has an auxiliary module called Line Constants, which is dedicated to the calculation of the overhead power line parameters. The created program calculated the overhead line parameters for the three proposed designs to the power system frequencies 60 Hz, 10 khz, 100 khz and 1 MHz, and the results indicated a very similar values for both programs, reaching best values to the frequency of 60 Hz. After the validation of the created program, there is a study of how the variation of frequency, soil resistivity and the distance between the phases affect the overhead power line parameters. The results are consistent with the theoretical foundations and confirm the efficiency of the created program. Keywords: Overhead Power Line Parameters, Line Constants ATP, Matlab, Complex-image method, Skin effect, Maxwell's potential coefficients.
VII LISTA DE FIGURAS Figura 2.1 Seção transversal de um condutor cilíndrico...17 Figura 2.2 Esquema para cálculo do fluxo externo...18 Figura 2.3 Condutores de uma linha trifásica com espaçamento equilátero...20 Figura 2.4 Esquema de transposição em linhas trifásicas...22 Figura 2.6 Campo elétrico de um condutor cilíndrico no espaço...28 Figura 2.7 Acoplamentos capacitivos em uma linha de transmissão trifásica...30 Figura 2.8 Linhas de fluxo elétrico que tem origem nas cargas positivas uniformemente distribuídas sobre a superfície de um condutor cilíndrico isolado.31 Figura 2.9 Caminho de integração entre dois pontos externos ao condutor sob a influência de uma carga positiva...32 Figura 2.10 Comparação dos conceitos de capacitância de linha e de fase...33 Figura 2.11 Linha trifásica com espaçamento equilátero...34 Figura 2.12 Diagrama fasorial das tensões equilibradas de uma linha trifásica...35 Figura 2.13 Transposição e corte transversal dos condutores...36 Figura 2.14 Ilustração do método das imagens...39 Figura 2.15 Método das imagens aplicado a uma linha de transmissão trifásica...40 Figura 3.1 Seção de uma linha com dois condutores e imagens virtuais...44 Figura 3.2 Seção transversal de um condutor tubular...47 Figura 3.3 Representação de cabos-guarda aterrados...52 Figura 3.4 Decomposição de um sistema trifásico em componentes simétricas...54 Figura 3.5 Corrente nodal injetada na rede de capacitâncias...60 Figura 4.1 Estrutura da linha de transmissão LT 01...67 Figura 4.2 Estrutura da linha de transmissão LT 02...68
VIII Figura 4.3 Estrutura da linha de transmissão LT 03...69 Figura 4.4 Interface gráfica para configuração da LT no Line Constants...74 Figura 4.5 Dados dos condutores fornecidos ao Line Constants...75 Figura 4.6 Visualização de um corte transversal dos condutores da LT configurada no Line Constants...76 Figura 4.7 Impedância de sequência positiva com variação da distância entre as fases da LT01...84 Figura 4.8 Capacitância de sequência positiva com variação da distância entre as fases da LT 01...85 Figura 4.9 Impedância com variação da resistividade do solo...86 Figura 4.10 Parcelas real e imaginária da impedância de sequência zero com a variação resistividade do solo...87 Figura 4.11 Impedância de sequência positiva e zero pela frequência da rede...88 Figura 4.12 Resistências de sequência positiva e zero pela frequência da rede...89 Figura 4.13 Indutâncias de sequência positiva e zero pela frequência da rede...89
IX LISTA DE TABELAS Tabela 4.1 Configurações dos condutores da linha de transmissão LT01...67 Tabela 4.2 Configurações dos condutores da linha de transmissão LT02...68 Tabela 4.3 Configurações dos condutores da linha de transmissão LT03...70 Tabela 4.4 Resultados da impedância da linha de transmissão LT01...78 Tabela 4.5 Diferenças percentuais entre as impedâncias obtidas pelas rotinas Matlab e Line Constants na LT01...79 Tabela 4.6 Resultados da impedância da linha de transmissão LT02...79 Tabela 4.7 Diferenças percentuais entre as impedâncias obtidas pelas rotinas Matlab e Line Constants na LT02...80 Tabela 4.8 Resultados da impedância da linha de transmissão LT03...80 Tabela 4.9 Diferenças percentuais entre as impedâncias obtidas pelas rotinas Matlab e Line Constants na LT03...80 Tabela 4.10 Resultados das capacitâncias das linhas de transmissão LT01, LT02 e LT03...82 Tabela 4.11 Diferenças percentuais entre as capacitâncias obtidas pelas rotinas Matlab e Line Constants para cada LT em estudo...82
X LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas ACSR Aluminium Conductor Steel Reinforced ATP Alternative Transients Program CA Condutor formado exclusivamente de fios de alumínio. CA Corrente Alternada CAA Cabos de Alumínio nu com Alma de Aço CC Corrente Contínua EMTP Electromagnetic Transients Program F.E.M. Força Eletromotriz LPNE Linha de Potência Natural Elevada. LT Linha de Transmissão MATLAB Matrix Laboratory RMG Raio Médio Geométrico. SEP Sistema Elétrico de Potência
1 CAPÍTULO 1 INTRODUÇÃO Neste primeiro capítulo é apresentada uma contextualização do tema tratado no trabalho com o intuito de posicionar o leitor quanto aos objetivos que estão propostos e inserir conceitos gerais sobre o tema. Também é apresentada uma revisão bibliográfica sobre o cálculo de parâmetros de uma LT aérea, a justificativa para a realização do trabalho, a metodologia desenvolvida e a forma como o trabalho é organizado como um todo. 1.1 OBJETIVO O principal objetivo deste trabalho é implementar o cálculo dos parâmetros elétricos de três modelos típicos de linha de transmissão aérea em ambiente Matlab, por meio de um algoritmo que esteja de acordo com os conceitos fundamentais existentes na literatura e, com simulações, comparar e validar os resultados obtidos com outro software reconhecido e consolidado no meio acadêmico por realizar simulações de mesma natureza, o ATP, mais especificamente uma rotina auxiliar desse programa, o Line Constants. Como objetivo secundário, pretende-se analisar o comportamento dos parâmetros elétricos de uma LT aérea sob o ponto de vista da variação da distância entre as fases, a variação da resistividade do solo e a variação da frequência da fonte de alimentação da LT. Essa análise é realizada por meio da ferramenta desenvolvida em Matlab, com isso, pretende-se atingir resultados fundamentados teoricamente e reafirmar a consistência da rotina criada. 1.2 JUSTIFICATIVA O conhecimento do valor dos parâmetros elétricos de uma linha de transmissão aérea, resistência, indutância, condutância e capacitância é de fundamental
2 importância em seu projeto de construção. A quantificação desses parâmetros também contribui para o controle de corrente, tensão, potência, fluxo de potência, estabilidade do sistema, além de contribuir no processo de dimensionamento dos equipamentos de proteção da linha. Atualmente, os sistemas de transmissão de energia elétrica estão cada vez mais interligados e dinâmicos e, consequentemente, com um número vasto de variáveis, o que torna essencial a utilização de ferramentas computacionais que suportem uma grande quantidade de dados armazenados e com uma capacidade eficiente de processamento de cálculos, dentre os quais estão envolvidas as operações matemáticas necessárias para a obtenção dos parâmetros de uma LT aérea. Um exemplo de programa amplamente utilizado e consolidado, não só no cálculo de parâmetros de linhas de transmissão, mas no estudo de transitórios em sistemas elétricos de potência é o ATP (Alternative Transient Program). Ele possui uma rotina auxiliar dedicada aos cálculos de parâmetros de linhas de transmissão aéreas, o Line Constants, no qual o usuário não tem acesso a todo o código gerado pelo programa para calcular os parâmetros da linha. Nesse contexto, torna-se interessante o desenvolvimento de uma ferramenta computacional para calcular os parâmetros elétricos de uma linha de transmissão aérea, que seja bem fundamentada nos conceitos teóricos que envolvem essa área do conhecimento e que seu código esteja disponível integralmente para o usuário de forma mais clara. Para o desenvolvimento dessa ferramenta é escolhido um software com linguagem bem difundida no meio acadêmico de Engenharia Elétrica e de fácil manipulação, o Matlab. Sua linguagem apresenta funções que facilitam a execução dos cálculos necessários e permite que a rotina seja criada de forma mais didática.
3 1.3 CONTEXTUALIZAÇÃO DO TEMA As linhas de transmissão aéreas possuem um papel fundamental no Sistema Elétrico de Potência, pois elas constituem as artérias através das quais flui a energia elétrica desde os centros de geração até os centros de consumo, em especial no Brasil, cuja maior parte de energia elétrica é proveniente de usinas hidroelétricas, que estão muito afastadas dos principais centros consumidores, exigindo, portanto, a transmissão da energia elétrica produzida por grandes extensões. Essa transmissão é feita, majoritariamente, em linhas aéreas, ao invés de linhas subterrâneas, devido a sua maior praticidade e baixo custo de construção. Dada a importância das linhas de transmissão aéreas dentro do Sistema Elétrico de Potência, é importante que se tenha uma correta caracterização dessas linhas sob o ponto de vista das grandezas elétricas, tais como a resistência, condutância, indutância e capacitância. Dessa forma, alguns modelos matemáticos foram desenvolvidos para quantificar essas grandezas. A resistência e a indutância, que constituem a impedância série, são responsáveis por provocar quedas de tensão ao longo de uma LT. A resistência está ligada diretamente às condições construtivas do condutor, tais como, o material utilizado e suas dimensões, e também sofre influência da temperatura em que o condutor está condicionado e da frequência da fonte de alimentação da rede.. E a indutância está relacionada com o fluxo magnético concatenado com o circuito, provocado pela corrente elétrica que percorre a LT e também sofre outras influências, tais como a que ocorre com a inclusão de cabos-guarda em seu percurso. Os outros dois parâmetros, capacitância e condutância, formam a admitância em derivação e estão relacionados ao desvio de corrente ao longo do circuito. A condutância leva em consideração a corrente de fuga nos isoladores e ao longo da LT pelo fato do ar não ser um dielétrico perfeito. Outra perda que integra a condutância está relacionada ao efeito Corona. E a capacitância está relacionada ao campo elétrico criado entre condutores ou entre condutor e solo, e é definida pela quantidade de carga por unidade de diferença de potencial entre eles.
4 Com o crescimento dos sistemas elétricos, a quantidade de dados e variáveis a serem consideradas aumentou significativamente, tornando essencial o uso de ferramentas computacionais que possam processar tamanha informação em um curto espaço de tempo. Um exemplo de programa amplamente utilizado e consolidado, não só para o cálculo de parâmetros de linhas de transmissão, mas no estudo de transitórios em sistemas elétricos de potência é o ATP. Esse software, apesar de ser uma poderosa ferramenta, é de difícil configuração e edição, exigindo uma certa experiência do usuário. Com isso, torna-se interessante o desenvolvimento de uma ferramenta capaz de calcular os parâmetros elétricos de uma linha de transmissão aérea, que seja bem fundamentada teoricamente, e que seu código esteja disponível integralmente para o usuário de forma mais clara e didática. Nesse contexto, o presente trabalho propõe o desenvolvimento de uma ferramenta que calcule os parâmetros elétricos de uma linha de transmissão aérea e sirva como alternativa aos softwares já existentes no mercado. Para o desenvolvimento dessa ferramenta é escolhida uma linguagem bem difundida no meio acadêmico de Engenharia Elétrica e de fácil manipulação, a linguagem utilizada pelo software Matlab. Esse software foi desenvolvido para a resolução de diversos problemas da engenharia e científicos. Sua linguagem permite a elaboração e manipulação de matrizes, plotagens de funções e dados, implementação de algoritmos e interfaces com o usuário, que são importantes características para a implementação de cálculos, como os apresentados neste trabalho, e a obtenção de resultados com elevado grau de confiabilidade. 1.4 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA Como forma de introduzir a base conceitual relacionada aos cálculos de parâmetros de linhas de transmissão aéreas, este tópico apresenta um conjunto de teorias e métodos que são usados como base para o desenvolvimento deste trabalho, com informações encontradas na literatura.
5 1.4.1 CÁLCULO DA RESISTÊNCIA DE UMA LT AÉREA O cálculo do parâmetro resistência em Linhas de Transmissão aéreas é tratado por diversos autores na literatura, dentre eles podem se destacar as abordagens realizadas por Fuchs (1977), Grainger e Stevenson (1994) e Zanetta (2006). Grainger e Stevenson, e Zanetta definem a resistência nos condutores como a principal causa de perda de energia por efeito Joule em uma linha de transmissão. A resistência à passagem de corrente contínua está relacionada com as características intrínsecas do material do condutor e suas dimensões. Outro fator importante que deve ser levado em consideração é o efeito da temperatura, que faz com que o valor da resistência do condutor seja alterado. Tal importância é dada pelo fato dos condutores de linhas de transmissão aéreas operarem na faixa de 60 a 80 C (KIESSLING; NEFZGER; NOLASCO; KAINTZYK, 2003), o que exige uma correção nos valores da resistência da LT em estudo. Grainger e Stevenson, e Zanetta comentam brevemente sobre o aumento causado à resistência de condutores circulares e tubulares quando em corrente alternada, devido ao efeito pelicular, mas não apresentam fórmulas para o cálculo desse aumento. Os autores sugerem a consulta aos manuais de fabricantes de condutores, que apresentam as resistências à corrente alternada de cada condutor produzido. Uma abordagem mais completa sobre resistência de condutores em linhas de transmissão é feita por Fuchs. Ele divide a resistência total em três parcelas menores: a resistência que o condutor apresenta à passagem de corrente contínua; a resistência aparente, provocada pela existência de fluxos magnéticos no interior dos condutores; e a resistência aparente adicional. Para o cálculo mais preciso do problema causado pelo efeito pelicular, Fuchs referencia o trabalho de Lewis e Tuttle (1958), cujo desenvolvimento se baseia em condutores de alumínio do tipo CAA. Esse cálculo é baseado em funções de Bessel e está discutido nos cálculos relacionados à impedância interna dos condutores.
6 Fuchs relaciona a resistência aparente aos fatores de correção causados pelo efeito da corrente de retorno pelo solo, que é melhor discutido mais adiante nos trabalhos de J. R. Carson, desenvolvidos em 1926. A resistência aparente adicional está relacionada às fontes adicionais de perda de energia, como as perdas que se verificam com a presença de cabos-guarda aterrados em linhas de transmissão aéreas. 1.4.2 CÁLCULO DA INDUTÂNCIA DE UMA LT AÉREA O cálculo da indutância de uma linha de transmissão aérea está relacionado ao fluxo magnético concatenado por unidade de corrente. Partindo dessa relação, desenvolve-se as expressões que resultam na indutância da linha por unidade de comprimento. Os cálculos podem ser resolvidos por grandes expressões algébricas de forma direta ou por meio da manipulação de matrizes, no qual a terra é considera um condutor perfeito, de tal modo que se possa aplicar o método das imagens. Kiessling, Nefzger, Nolasco e Kaintzyk (2003) representam a impedância em sua forma retangular, cuja parcela real é a resistência e a parcela imaginária é a reatância indutiva, e apresentam a distinção entre a impedância de sequência positiva e a impedância de sequência zero, baseados nos conceitos de componentes simétricas desenvolvidos por Fortescue em 1915. Os autores afirmam que a impedância de sequência positiva é a mais usada em condições normais de operações de uma LT, para relações de corrente, tensão, fluxo de potência, entre outros, e está intimamente ligada aos efeitos causados pela corrente de sequência positiva que percorre o circuito da linha. Já a impedância de sequência zero está relacionada com a corrente de mesma sequência, que resulta em um campo magnético totalmente diferente que o causado pela corrente de sequência positiva, pelo fato de seus vetores possuírem mesmo módulo e fase. Isso resulta em uma reatância de sequência zero que pode ser de 1,5 a 4 vezes maior que a reatância de sequência positiva. Os autores também afirmam que a corrente de retorno pelo
7 solo é considerada na impedância de sequência zero de uma LT aérea e seu uso mais comum é nos cálculos de curtos circuitos fase-terra. Para os cálculos das correções da impedância série de uma linha de transmissão aérea, devido ao efeito pelicular e a corrente de retorno pelo solo, Dommel (1986) trabalha com expressões que envolvem as funções modificadas de Bessel e as correções de Carson (1926), respectivamente. As expressões que utilizam as funções modificadas de Bessel definem o valor da impedância interna da LT, cujo valor é dado em função da frequência, responsável pelo efeito pelicular nos condutores. As correções de Carson introduzem no valor total da impedância o efeito do retorno da corrente de sequência zero pelo solo. Seu trabalho é considerado o que mais se aproxima dos resultados obtidos em campo (FUCHS,1977). Uma forma alternativa à correção de Carson é tratada por Deri, A., Tevan, G., Semlyen, A., Castanheira, A. (1981), no qual o trabalho apresenta um plano de profundidade complexa. O trabalho desenvolvido por Dommel comenta que em casos estudados os resultados obtidos com essa fórmula aproximada e com as de Carson apresentam uma diferença máxima de 9%, na faixa de frequência de 100 Hz a 10 khz, sendo inferior nas outras frequências, podendo ser considerada uma boa aproximação. 1.4.3 CÁLCULO DA CONDUTÂNCIA DE UMA LT AÉREA A condutância de uma LT aérea é definida por Fuchs (1977) e Glover, Sarma e Overbye (2011) como um parâmetro com características de admitância, representado em derivação entre fase e neutro. Eles relacionam a condutância às perdas por dispersão que ocorrem devido ao efeito Corona e as perdas nos isoladores. Glover, Sarma e Overbye enfatizam a dificuldade de análise quantitativa da condutância devido sua grande dependência das condições meteorológicas e consideram suas perdas desprezíveis comparadas as perdas por efeito Joule.
8 Grainger e Stevenson (1994) relacionam a condutância em LTs aéreas às correntes de fuga nos isoladores e assim como Kiessling, Nefzger, Nolasco e Kaintzyk (2003), consideram seu valor desprezível em comparação com as outras grandezas do sistema. 1.4.4 CÁLCULO DA CAPACITÂNCIA A capacitância é tratada na literatura como um elemento em derivação no circuito de uma LT aérea. Tanto os autores de obras mais antigas, como Fuchs (1977), quanto autores de obras mais recentes como Grainger e Stevenson (1994), Zanetta (2006) e Glover, Sarma e Overbye (2011), atribuem o cálculo da capacitância de uma LT aérea à relação da carga por unidade de diferença de potencial entre condutores e condutor e solo. Fuchs compara o comportamento da LT como o de um capacitor, tendo como eletrodos os próprios condutores. Grainger, Stevenson e Fuchs mencionam o surgimento de uma corrente de carregamento na LT, proveniente do fluxo de cargas no processo de carregamento e descarregamento dos condutores quando aplicada uma tensão alternada senoidal. Eles atribuem a essa corrente de cargas as quedas de tensão ao longo da linha, queda de rendimento e de estabilidade do sistema. A corrente de carregamento em uma LT está intimamente ligada à sua capacitância, cuja análise contribui na quantificação das perdas correspondentes. O cálculo da capacitância de uma LT aérea é determinado, na literatura, a partir do cálculo dos coeficientes de potencial de Maxwell, que pode ser elaborado em equações diretas ou por meio do tratamento matricial, em que o método das imagens é utilizado como artifício de resolução e adiciona o efeito causado pela presença do solo.
9 1.5 METODOLOGIA O trabalho se inicia com um estudo bibliográfico sobre o tema, apresentando os métodos fundamentais utilizados para o cálculo de parâmetros de linhas de transmissões aéreas, dentre os quais se definem os cálculos e métodos mais adequados para se desenvolver um algoritmo em ambiente Matlab que retorne a matriz de impedâncias série e a matriz de capacitâncias shunt de linhas de transmissão aéreas de diferentes configurações de LT aérea em regime permanente e em frequências de natureza transitória. A validação dos resultados obtidos com a rotina criada é dada por meio da comparação de resultados com um software já consagrado e consolidado no cálculo de parâmetros de LTs aéreas, o ATP, onde são reproduzidas as mesmas linhas e condições. Uma vez validada a rotina criada, é realizado um estudo do comportamento dos parâmetros sob condições específicas por meio de simulações e gráficos criados pelo próprio programa. Isso auxilia na compreensão do tema em estudo e reafirma a consistência da rotina implementada. 1.6 ORGANIZAÇÃO DO TRABALHO O presente trabalho está estruturado em cinco capítulos, sendo o primeiro este de introdução, que apresenta, de modo geral, uma contextualização que posiciona o leitor ao tema proposto. No capítulo 2 são desenvolvidas e discutidas as equações que levam ao conhecimento analítico dos componentes da impedância série e admitância em derivação presentes ao longo de uma linha de transmissão aérea, sendo eles a resistência, indutância, condutância e capacitância.
10 O capítulo 3 apresenta o tratamento matricial desenvolvido para o cálculo de parâmetros de linhas de transmissão aéreas. Nele são adicionadas as correções na impedância devido ao efeito pelicular e à corrente de retorno pelo solo. Também são demonstradas a forma de obtenção das matrizes reduzidas, transpostas e de sequências. O capítulo 4 apresenta todo o processo de implementação do algoritmo desenvolvido para calcular os parâmetros de três modelos típicos de linha de transmissão aérea, apresentar os resultados obtidos, analisá-los e compará-los aos resultados obtidos em simulação das mesmas linhas no software ATP. Após validada a rotina criada, é realizado um estudo do comportamento dos parâmetros sob a ótica da variação de alguns fatores que possam alterar seus valores, como a compactação entre as fases da linha, a variação da resistividade do solo e a variação da frequência de alimentação da rede. No capítulo 5 são apresentadas as conclusões gerais do trabalho e uma discussão sobre os objetivos alcançados, sublinhando as vantagens da ferramenta desenvolvida. Também são apresentadas propostas de trabalhos futuros, que visam ampliar os objetivos atingidos.
11 CAPÍTULO 2 PARÂMETROS DE LINHAS DE TRANSMISSÃO AÉREA O transporte da energia elétrica por meio de LTs é decisivamente influenciado por seus parâmetros elétricos, resistência, indutância, capacitância e condutância. Portanto, a determinação dos valores desses parâmetros se faz necessária, dentro de um mínimo rigor matemático. Dado que a quantificação desses parâmetros contribui para o controle de corrente, tensão, potência, fluxo de potência, estabilidade do sistema, além de contribuir no processo de dimensionamento dos equipamentos de proteção da linha. A resistência e a indutância formam a impedância série da LT e são caracterizadas por provocar quedas de tensão ao longo da linha. Esses parâmetros também são conhecidos como parâmetros longitudinais de uma LT. A resistência está ligada diretamente às condições construtivas do condutor, tais como, o material utilizado e suas dimensões, e seu valor sofre influência da temperatura em que o condutor está condicionado e da frequência da fonte de alimentação da rede. E a indutância está relacionada com o fluxo magnético concatenado com o circuito, provocado pela corrente elétrica que percorre a LT e também sofre outras influências, tais como a que ocorre com a inclusão de cabos-guarda em seu percurso. Os outros dois parâmetros, capacitância e condutância, formam a admitância em derivação e estão relacionados ao desvio de corrente ao longo do circuito. Esses parâmetros também são conhecidos como parâmetros transversais de uma LT. No cálculo do valor da condutância, leva-se em consideração a corrente de fuga nos isoladores das linhas aéreas de transmissão e nas perdas ocasionadas pelo efeito Corona. E a capacitância está relacionada ao campo elétrico criado entre condutores ou entre condutor e o solo, e é definida pela quantidade de carga por unidade de diferença de potencial entre eles. Este capítulo tem o intuito de introduzir os conceitos e expressões fundamentais ao cálculo dos parâmetros de uma linha de transmissão aérea, partindo
12 desde os conceitos de campos eletromagnéticos, que estão presentes em uma linha de transmissão em estado permanente de operação, até as expressões básicas que levam à definição quantitativa dos parâmetros, mesmo que ainda não sejam considerados os efeitos da frequência, correntes de retorno pelo solo e a adição de cabos-guarda, que serão abordados no capítulo 3. Vale dizer que no desenvolvimento das expressões deste capítulo, e do trabalho como um todo, são consideradas tensões e correntes alternadas, com a forma de onda senoidal, e todo o raciocínio é fundamentado em linhas aéreas. 2.1 - IMPEDÂNCIA SÉRIE DE LINHAS DE TRANSMISSÃO AÉREAS A impedância em série de uma linha de transmissão é formada pela resistência e indutância, que são parâmetros distribuídos uniformemente ao longo da linha. A resistência é o principal componente do sistema responsável pela perda de energia em forma de calor para o meio. Com isso, além do artifício de se elevar a tensão antes de se transmitir energia, outros fatores devem ser considerados, de modo a diminuir os efeitos negativos causados pela resistência dos condutores, como dimensionamento físico, frequência de operação da rede, temperatura, entre outros. A indutância da rede, estabelecida por uma linha de transmissão, está diretamente ligada à variação do fluxo magnético causada pela variação da corrente que percorre o circuito. Essa variação do fluxo concatenado com o circuito lhe induz uma tensão, cujo valor é proporcional à taxa de variação do fluxo. Portanto, a indutância é o parâmetro da linha de transmissão que relaciona a tensão induzida por variação de fluxo com a taxa de variação da corrente. Os parâmetros resistência e indutância são responsáveis pela queda de tensão que ocorre ao longo da transmissão de energia de uma LT. A forma que se apresentam e são determinados quantitativamente, são apresentadas a seguir.
13 2.1.1 RESISTÊNCIA A resistência ou componente resistiva (R) da impedância série, dada em ohms, representa a oposição do condutor à passagem de corrente elétrica e é a principal responsável pela perda de potência em LTs em forma de calor, pelo Efeito Joule. A grande perda de energia causada pela resistência justifica a elevação da tensão e, consequentemente, a redução do valor da corrente elétrica por transformadores, antes de se iniciar a transmissão da energia elétrica em LTs. A equação (2.1) apresenta o cálculo do valor da resistência efetiva de um condutor, independente se a corrente for contínua ou alternada. r = perda de potência [ W km ] corrente 2 [A 2 ] [ Ω km ] (2.1) Segundo Fuchs (1977), a resistência efetiva pode ser decomposta em três parcelas, como segue: r = r cc + r a + r ad (2.2) Onde (r cc ) é a resistência que o condutor apresenta à passagem de corrente contínua, (r a ), a resistência aparente, provocada pela existência de fluxos magnéticos no interior dos condutores, e (r ad ) a resistência aparente adicional. 2.1.1.1 RESISTÊNCIA À CORRENTE CONTÍNUA A resistência à corrente contínua depende, essencialmente, de dois fatores: a natureza do material condutor, representada pela sua resistividade (ρ), dada em [ Ω.m2 m ]; e pelas dimensões do comprimento (l) e seção transversal do condutor (S), dadas em [m] e [m 2 ], respectivamente. Esses parâmetros se relacionam conforme a equação (2.3) a seguir. r cc = ρl S (2.3)
14 A resistividade elétrica ou resistência elétrica específica é característica peculiar de cada material condutor e é afetada pelos seguintes fatores: a têmpera do material, a pureza, a temperatura e o encordoamento. A têmpera do material está relacionada a um tratamento térmico recebido pelo mesmo, em que o seu aquecimento e resfriamento, em velocidades alternadas, aproximam suas moléculas, dando um aspecto mais resistente ao material. No geral, a resistividade do condutor é aumentada quando condicionado a esse processo. A pureza do material influi na sua resistividade quando são encontradas impurezas em sua constituição. Essas impurezas podem levar a um aumento considerável da resistência elétrica do condutor. Em geral, nos materiais condutores, a resistividade é aumentada com a elevação da temperatura. Essa variação, em estado normal de operação das LTs, está dentro de uma faixa linear, que é expressada pela equação (2.4). R 2 R 1 = T+t 2 T+t 1 (2.4) Onde, (R 1 ) e (R 2 ) são as resistências do condutor nas temperaturas (t 1 ) e (t 2 ), respectivamente, e (T) é a constante de temperatura, específica para cada material. O encordoamento do condutor é caracterizado pelo enrolamento dos filamentos em forma espiral em torno de um fio central para a obtenção de um cabo, fazendo com que o comprimento real do filamento enrolado seja, na realidade, maior que o do próprio cabo. Segundo Stevenson e Grainger (1994), estima-se em 1% o aumento da resistência devido ao encordoamento em cabos de três fios, e em 2% para cabos com fios concêntricos.
15 2.1.1.2 RESISTÊNCIA À CORRENTE ALTERNADA Quando um condutor é percorrido por uma corrente alternada, a densidade de corrente interna sofre uma desuniformidade em sua distribuição, concentrando-se na superfície do condutor. Stevenson e Grainger (1994) atribuem à frequência a diminuição da área de passagem de fluxo de corrente na seção transversal do condutor, elevando a resistência efetiva do mesmo. Para melhor entender esse fenômeno, imagina-se um condutor composto por um número infinito de fibras longitudinais, paralelas entre si. Devido à corrente alternada, uma força eletromotriz (f.e.m.) é induzida em cada fibra pelo fluxo magnético alternado. Porém, as fibras mais próximas à superfície são enlaçadas por um fluxo magnético menor que as fibras mais internas e, para que as quedas de tensão sejam iguais entre as fibras internas e externas, é necessário que as correntes nas fibras mais externas, de menor reatância indutiva, sejam maiores, fazendo com que a densidade de corrente seja maior na superfície. Esse fenômeno é conhecido como efeito pelicular e é responsável pelo aumento da resistência do condutor quando energizado por uma corrente alternada. O cálculo aprofundado do problema causado pelo efeito pelicular é bastante trabalhoso e pode ser visto com mais detalhes em um estudo apresentado por Lewis e Tuttle (1958), no qual é analisada a influência da frequência da corrente elétrica na resistência de condutores de alumínio. Além do aumento aparente provocado pelo efeito pelicular, perdas de energia por correntes parasitas (Foucault), por histerese e pelo efeito Corona, podem variar significativamente o valor da resistência aparente (r a + r ad ) do condutor, dependendo, até mesmo, da tração aplicada a ele. Pelo exposto, nota-se que a definição de uma resistência exata total de um condutor é dificilmente apresentada analiticamente, em virtude dos múltiplos fatores envolvidos, até mesmo experimentalmente, uma vez que as condições em laboratório não são exatamente as mesmas de uma linha real. Entretanto, para fins práticos, a utilização de valores encontrados nos manuais e catálogos dos fabricantes para
16 condutores padronizados, permite a obtenção de resistências efetivas com razoável precisão, seja ela à corrente contínua ou alternada, em diversas frequências industriais. 2.1.2 INDUTÂNCIA A indutância está relacionada a capacidade de um elemento armazenar energia por meio de um campo magnético. Ela pode ser definida como a quantidade de fluxo magnético concatenado por unidade de corrente, conforme equação (2.5). L = N Φ i (2.5) Onde (Φ) é o fluxo magnético, dado em weber, concatenado em um número (N) de espiras e produzido por uma corrente (i). A indutância presente nas LTs integra a parcela reativa da impedância série e é responsável, assim como a resistência do condutor, pela queda de tensão que ocorre ao longo da linha, no qual parte da energia elétrica transmitida é armazenada em campo magnético. A magnitude dessa indutância está diretamente ligada à configuração física e do meio no qual se encontram os condutores, podendo ser ainda consideras as influências dos cabos para-raios e do solo. O campo magnético gerado existe tanto no interior quanto no exterior do condutor percorrido pela corrente alternada. Sendo assim, o fluxo magnético total é a soma dos fluxos interno e externo do condutor, que permite a obtenção de um valor mais preciso da indutância de uma LT. 2.1.2.1 INDUTÂNCIA INTERNA DE UM CONDUTOR Como mencionado no item 2.1.1.2, no interior do condutor energizado por corrente alternada existe variação do fluxo magnético, que induz tensão no circuito e,
17 portanto, contribui para o valor da indutância. Sendo assim, para conhecimento da indutância total de uma LT, a indutância dos condutores devido à variação do fluxo interno deve ser levada em consideração. Para facilitar os cálculos do fluxo interno concatenado no condutor, algumas considerações devem ser feitas. É interessante que seja considerado um condutor cilíndrico de longa extensão e que seu retorno esteja suficientemente afastado para que não afete seu campo magnético. Também é importante considerar que a corrente esteja distribuída uniformemente dentro do condutor. Essas condições permitem encontrar o valor do fluxo interno concatenado com maior facilidade matemática e razoável precisão (FUCHS, 1977). Dadas as condições acima, um esquema de seção transversal de um condutor cilíndrico é apresentado na Figura 2.1, na qual pode-se observar a medida do seu raio (r), o fluxo concêntrico interno e os valores infinitesimais de espessura (dx) e área (ds) de um elemento tubular considerado internamente. Figura 2.1 Seção transversal de um condutor cilíndrico. Fonte: Grainger e Stevenson (1994, p.47). Integrando-se do centro do condutor até sua superfície externa, em função da espessura de um elemento tubular fictício, tem-se o fluxo concatenado interno total do condutor por metro de comprimento, como mostra a equação (2.6). ψ interno = r 0 μx³i 2πr 4 dx = μi 8π [Wbe/m] (2.6)
18 Onde, (μ) representa a permeabilidade magnética. Dada uma permeabilidade relativa unitária, tem-se μ = 4π 10 7 H/m. Sabe-se que o fluxo concatenado é dado pela multiplicação da indutância pela corrente que percorre o condutor, portanto, rearranjando a equação (2.6), tem-se: L interna = 1 2 10 7 [H/m] (2.7) A equação (2.7) representa, portanto, a indutância por unidade de comprimento do condutor, dada somente pelo fluxo interno do mesmo. 2.1.2.2 INDUTÂNCIA EXTERNA DE UM CONDUTOR Levando em conta as mesmas condições de dimensão e isolamento de um condutor para o cálculo da indutância interna, pode-se definir a indutância externa de um condutor a partir do esquema apresentado na Figura 2.2. Figura 2.2 Esquema para cálculo do fluxo externo. Fonte: Fuchs (1977, p.283). Na Figura 2.2 pode ser observado dois condutores, (A) e (B), cujos eixos estão a uma distância (d) entre si, e apenas o condutor (A) é percorrido por uma corrente (I). Em torno dele, é considerada uma espécie de cilindro fictício, de espessura (dr x )
19 a uma distância (r x ) de seu centro. Nesse cilindro está contido um fluxo elementar (dφ a ), produzido pela corrente que percorre o condutor (A). Integrando-se o fluxo entre as superfícies dos dois condutores, em função da espessura do elemento cilíndrico fictício, encontra-se o fluxo concatenado externo do condutor (A), conforme se apresenta na equação (2.8). d ψ externo = 2 10 7 I r dr r x = 2 10 7 Iln d r [Wbe/m] (2.8) Onde, (r) é o raio do condutor (A). Sendo assim, a equação da indutância externa é descrita pela equação (2.9). L externa = 2 10 7 ln d r [H/m] (2.9) Conforme mencionado anteriormente, a indutância total do condutor é dada pela soma de sua indutância interna e externa e está apresentada na equação (2.10). L total = 2 10 7 ln d [H/m] (2.10) r Onde o raio (r ) é equivalente a relação r = re 1 4 = 0,7788r. Esse raio pode ser representado como sendo o raio de um condutor fictício, teórico, que, não possuindo fluxo interno, produz, no entanto, o mesmo fluxo total que seria produzido pela corrente correspondente ao percorrer o condutor sólido real examinado (FUCHS, 1977). Em linhas de transmissão encontram-se inúmeras disposições diferentes de condutores para a transferência de energia de um ponto a outro, podendo ser sistemas monofásicos, bifásicos ou trifásicos, com retorno por fio ou terra, com a utilização de cabos simples ou múltiplos, etc. onde cada configuração resultará em diferentes valores de indutâncias características. Porém, não faz parte do escopo
20 deste trabalho aprofundar nesses casos diversos, que podem ser melhor analisados nas referências [1], [3], [7] e [10]. No entanto, em uma perspectiva mais conceitual e voltada aos objetivos deste trabalho, torna-se interessante a apresentação dos cálculos de indutância de linhas de transmissão trifásicas, onde os condutores possuem espaçamentos equilátero ou assimétrico entre si, e como o solo afeta nos resultados. 2.1.2.3 INDUTÂNCIA EM LINHAS TRIFÁSICAS COM ESPAÇAMENTO EQUILÁTERO. Uma linha trifásica com espaçamento equilátero apresenta cada fase nos vértices de um triangulo equilátero, de lado D, como apresentado na Figura 2.3. Figura 2.3 Condutores de uma linha trifásica com espaçamento equilátero. Fonte: Grainger e Stevenson (1994, p.61). Admitindo que não exista fio neutro e as correntes estejam equilibradas, podese garantir a relação descrita pela equação (2.11). I a + I b + I c = 0 (2.11) Para se encontrar o valor da indutância por unidade de comprimento, o fluxo concatenado em uma das fases é definido e relacionado com a corrente da mesma fase. A equação (2.12) determina o fluxo concatenado no condutor a.
21 ψ a = 2 10 7 (I a ln 1 + I D b ln 1 +I s D cln 1 ) Wbe/m (2.12) D Considerando a equação (2.11) em (2.12), tem-se: ψ a = 2 10 7 (I a ln 1 D s I a ln 1 D ) = 2 10 7 I a ln D D s Wbe/m (2.13) Logo: L a = 2 10 7 ln D D s H/m (2.14) Onde D s é definida como a distância do condutor a si próprio. Nesse caso onde o condutor é composto por apenas um fio, D s equivale ao raio do condutor multiplicado pelo fator e 1 4 = 0,7788. Pode-se entender que a multiplicação desse fator pelo raio do condutor gera uma espécie de condutor fictício, que não apresenta fluxo interno, porém com a mesma indutância de um condutor real. Com isso, não é necessário somar o valor da indutância interna ao valor final. Caso seja utilizado cabos, constituídos por fios, é utilizado o conceito de raio médio geométrico, que é a média geométrica entre as distancias dos fios que compõem os cabos. Devido a simetria, as indutâncias dos condutores b e c são análogas ao valor encontrado na equação (2.14). 2.1.2.4 INDUTÂNCIA EM LINHAS TRIFÁSICAS COM ESPAÇAMENTO ASSIMÉTRICO. A situação de assimetria entre as linhas de um sistema trifásico, do ponto de vista da indutância das fases, traz a complicação de se ter um sistema desequilibrado, uma vez que são ocasionados fluxos concatenados distintos, que, por sua vez, determinam indutâncias diferentes em cada fase.
22 Na prática, um método utilizado para amenizar essa diferença e restaurar o equilíbrio entre as fases é conhecido como transposição. Nela as fases são trocadas a intervalos regulares e, no fim de um ciclo, a indutância média das fases se equivalem. A Figura 2.4 ilustra o arranjo utilizado em uma transposição. Figura 2.4 Esquema de transposição em linhas trifásicas. Fonte: Grainger e Stevenson (1994, p.62). A Figura 2.4 apresenta um ciclo completo de transposição. Nesse ciclo, cada uma das fases a, b e c assume, em intervalos regulares, as posições 1, 2 e 3. A média da indutância de um mesmo condutor, nas três posições, determina o valor da indutância final. Sendo assim, o fluxo concatenado no condutor a é calculado nas três posições, proporcionando as equações (2.15), (2.16) e (2.17), a seguir. ψ a1 = 2 10 7 (I a ln 1 D s + I b ln 1 D 12 +I c ln 1 D 31 ) Wbe/m (2.15) ψ a2 = 2 10 7 (I a ln 1 D s + I b ln 1 D 23 +I c ln 1 D 12 ) Wbe/m (2.16) ψ a3 = 2 10 7 (I a ln 1 D s + I b ln 1 D 31 +I c ln 1 D 23 ) Wbe/m (2.17) O fluxo concatenado médio do condutor a é apresentado na equação (2.18). ψ a = ψ a1+ψ a2 +ψ a3 3 = 2 10 7 3 1 (3I a ln 1 + I D b ln +I s D 12 D 23 D c ln ) Wbe/m (2.18) 31 D 12 D 23 D 31 1
23 Aplicando I a = (I b + I c ), tem-se as equações (2.19) e (2.20). ψ a = 2 10 7 3 1 (3I a ln 1 I D a ln ) = 2 10 7 I s D 12 D 23 D a ln D 12D 23 D 31 Wbe/m (2.19) 31 D s 3 L a = 2 10 7 3 ln D 12D 23 D 31 H/m (2.20) D s Analisando a equação (2.20), percebe-se que a formulação é semelhante ao caso dos condutores com espaçamento equilátero, porém, é realizada uma média geométrica entre as combinações das diferentes distâncias dos condutores entre si. 2.1.2.5 REATÂNCIA INDUTIVA Definido o valor da indutância de uma linha, é importante que se saiba qual a queda de tensão que será provocada pela presença desse parâmetro. Uma corrente alternada senoidal (I), de frequência (f), ao percorrer um elemento de circuito que possua indutância (L), provoca no mesmo uma queda de tensão ( V), calculável pela expressão (2.22). V = 2πfIL = X L I [V] (2.21) Onde, a reatância indutiva é representada por X L = 2πfL. 2.2 ADMITÂNCIA EM DERIVAÇÃO DE LINHAS DE TRANSMISSÃO As componentes transversais, condutância e capacitância, apresentam características de admitância, representando elementos de uma LT em derivação entre fase e neutro, portanto, constituem a admitância em derivação de uma LT. A condutância e capacitância apresentam características de admitância em derivação, pois estão ligadas entre fase e neutro de um LT. Da mesma maneira que
24 um capacitor, uma LT, ao ser energizada, absorve da fonte cargas elétricas que se distribuem em suas dimensões, dessa maneira os condutores se assemelham aos eletrodos de um capacitor. Essa analogia é, de fato, válida e define o parâmetro capacitância em uma LT. Com a aplicação da tensão alternada senoidal, ocorre um fluxo de cargas entre os condutores ou entre condutor e solo, referentes aos valores instantâneos das diferenças de potencial. Esse fluxo de cargas, que ocorre num processo de carregamento e descarregamento cíclico das linhas, recebe o nome de corrente de carga (ZANETTA, 2006). Essa corrente de carga é quase insignificante em linhas aéreas curtas, mas pode atingir valores mais elevados em linhas longas, portanto, é conveniente que não seja desprezada (FUCHS, 1977). A condutância é o parâmetro da linha relacionado às perdas de corrente por dispersão. Essas perdas englobam perdas nos isoladores, presentes nas estruturas de suporte, e as perdas por efeito Corona. As primeiras estão diretamente relacionadas ao material de fabricação do isolador, frequência da rede e condições meteorológicas. Já as perdas por efeito Corona estão relacionadas ao gradiente de potencial na superfície dos condutores. 2.2.1 CONDUTÂNCIA A condutância entre condutores ou entre condutor e terra considera a corrente de fuga nos isoladores que ligam a estrutura da LT ao condutor e a dispersão de corrente causada pelo efeito Corona. Essa fuga de corrente acarreta perdas de energia na transmissão, conhecidas como perdas por dispersão, e definem a condutância da linha, como mostra a equação (2.23). g = ΔP V 2 10 3 [Siemens/km] (2.23) Onde, (ΔP) é a soma das perdas por dispersão em uma fase da linha, e (V 2 ) a tensão de serviço entre fase e neutro. Tanto as perdas nos isoladores quanto as
25 perdas causadas pelo efeito Corona são consideradas distribuídas ao longo da linha (FUCHS, 1977). Apesar da dificuldade de se antecipar os valores dessas perdas antes da implantação de uma linha, sua previsão é muito importante para o dimensionamento do sistema como um todo, principalmente a unidade geradora, que será responsável por compensar essas perdas. 2.2.1.1 PERDA NOS ISOLADORES A perda de energia nos isoladores é provocada pelo escape de corrente elétrica do material pelo qual é fabricado o isolador, como vidro ou porcelana, e também ao longo de sua superfície. Seu valor é condicionado a uma série de fatores, dos quais se destacam: Qualidade do material do isolador; Condições superficiais do isolador; Geometria do isolador; Frequência da tensão aplicada; Potencial a que são submetidos; Condições meteorológicas. Como se percebe, estimar ou calcular as perdas nos isoladores não é tarefa simples e exata. Além disso dependerá, essencialmente, das condições meteorológicas de determinada região, aumentando substancialmente sob fortes chuvas. Para se ter uma ideia da grandeza desse tipo de perda, uma linha de 275 kv pode apresentar perdas que vão de 0,25 W/isolador, em um dia com o tempo bom, a perdas de 25 W/isolador, em dias chuvosos (FUCHS, 1977).
26 Felizmente, tais perdas são suficientemente pequenas, a ponto de serem desprezadas para efeito de análise de sistemas elétricos, na maioria dos casos. 2.2.1.2 O EFEITO CORONA O efeito Corona é, basicamente, uma descarga elétrica causada pela ionização dos átomos dos gases nas redondezas de um condutor, no caso das linhas aéreas, os gases que compõem o ar. Essa descarga elétrica é iniciada por um campo elétrico que acelera os elétrons livres ali existentes. Uma vez excitados, esses elétrons colidem com diversos átomos, que podem vir a se desestabilizar. Esse átomo atingido, ao retornar ao seu estado inicial, libera o excesso de energia em forma de calor, luz, energia acústica e radiações eletromagnéticas. Esse efeito ocorre quando o valor do gradiente de potencial da superfície do condutor (ou gradiente crítico visual) excede o valor do gradiente crítico disruptivo do ar. Sabe-se que o gradiente crítico disruptivo do ar atmosférico (E 0 ) é da ordem de 30,5 kv/cm, em atmosfera padrão de 20ºC e pressão barométrica de 760mm de Hg. Para a corrente alternada, o valor eficaz do gradiente disruptivo é igual a E 0 = 21,6 kv/cm. Entretanto, uma série de condições podem afetar o valor do gradiente disruptivo do ar, tais como a pressão do ar, a presença de vapor de água, o tipo de tensão aplicada e a fotoionização incidente. E em um campo não uniforme em torno de um condutor, a divergência do campo exerce influência adicional, onde qualquer partícula, como poeira, pode se tornar uma fonte de descargas. Em um trabalho realizado por Peek (1929) foi verificado, experimentalmente, que os fenômenos de descargas de Corona ocorrem quando a superfície do condutor atinge o valor do gradiente crítico disruptivo do ar a uma determinada distância da superfície do condutor. A esse gradiente dá-se o nome de gradiente crítico visual. E a distância, denominada por Peek como distância de energia, é igual a 0,301 [cm]. r Nesse mesmo trabalho, Peek estabeleceu duas fórmulas semi-empíricas, uma que estabelece a tensão, de pico, crítica de Corona (V C ), e outra que permite uma boa
27 estimativa das perdas causadas por esse efeito (P). Elas estão apresentadas nas equações (2.24) e (2.26), respectivamente. V C = 2,43 m δ d log ( 2D d ) [kv] (2.24) δ = 0,386(760 0,086 H) 273+t (2.25) P = 3,44 δ d f (V V 2D c) 2 10 3 [ kw ] km (2.26) Onde: m: coeficiente de rugosidade (0,93 para fios e 0,87 para cabos); δ: representa um fator de correção relacionado à densidade do ar; d: diâmetro do condutor [mm]; D: Distância entre condutores [mm]; H: altitude [m]; t: temperatura média anual [Celsius]; f: frequência do sistema [Hz]; V: tensão da rede (kv pico a pico). Para que uma LT tenha desempenho satisfatório frente ao efeito Corona, é necessário que o gradiente de potencial na superfície dos condutores (E) seja inferior ao valor do gradiente crítico dessa linha, ou seja, E < E CRV. Em um trabalho realizado por Kravchenco et al. (1962) foi indicado que se pode esperar desempenho satisfatório, tanto no sentido das perdas, quanto na intensidade de ruídos de rádio interferência, para linhas com gradiente de potencial abaixo de 17 kv/cm. Com isso, o conhecimento prévio do gradiente de potencial na superfície dos condutores de uma LT se faz necessário para evitar consequências indesejáveis, causadas por descargas do efeito Corona, durante a operação do sistema.
28 2.2.1.2.1 O GRADIENTE DE POTENCIAL NA SUPERFÍCIE DOS CONDUTORES O gradiente de potencial na superfície de um condutor pode ser observado considerando um condutor cilíndrico, reto, de raio (r) e com grande extensão, de modo que não seja afetado por qualquer efeito das extremidades e afastado de qualquer outro condutor, e que tenha uma carga (Q), uniformemente distribuída sobre a sua superfície, conforme apresentado na Figura 2.6. Figura 2.6 Campo elétrico de um condutor cilíndrico no espaço. Fonte: Fuchs (1977, p.471). Na Figura 2.6 pode ser observado o campo elétrico que é representado pelas linhas de força que se originam na sua superfície e são proporcionais à carga (Q). Sabe-se que a densidade de fluxo (D) na superfície do condutor é dada pela equação (2.7). D = Q 2πr [C/m²] (2.27) E a relação do gradiente de potencial (E) com a densidade de fluxo é dada pela equação (2.28). E = D ε [V/m] (2.28) Onde ( ε ) representa a permissividade do meio (no caso, o ar, com permissividade relativa unitária), equivalente a: ε = 8,859 10 12 [farad/m].
29 Relacionando as equações (2.27) e (2.28), obtém-se o gradiente de potencial na superfície do condutor considerado na Figura 2.6. E = 18 10 3 Q r [kv/cm] (2.29) Lembrando que a expressão da equação (2.29) representa o gradiente de potencial na superfície de um condutor sem qualquer interferência de outro material condutor ou cargas externas, cuja presença resultaria uma alteração na configuração do campo elétrico formado. 2.2.1.2.2 CONSEQUÊNCIAS DO EFEITO CORONA As diversas manifestações do efeito Corona devem receber a devida atenção do projetista de uma linha de transmissão, visto que suas consequências têm implicações diretas na economia das empresas concessionárias, devido as perdas de energia, radio interferência e ruído acústico, o que também significa dano ao meio ambiente. Para se ter uma ideia da ordem de grandeza das perdas causadas pelo efeito Corona, em um estudo realizado por Kravchenko (1998), foram calculadas perdas médias anuais da ordem de 12 kw/km em um tempo bom, 313 kw/km sob chuva e 374 kw/km sob garoa, em linhas trifásicas de 500 kv. Durante uma descarga de Corona, pulsos de corrente e tensão de curta duração se propagam ao longo da linha, resultando em campos eletromagnéticos em suas proximidades, capazes de interferir em sinais AM, FM e de TV. Além disso, ruídos característicos são provocados pelo efeito Corona e se potencializam quanto maior a tensão da rede, caracterizando a poluição sonora, que deve receber atenção especial no dimensionamento das linhas, a fim de que o grau de perturbação seja mantido em níveis aceitáveis.
30 A redução das consequências causadas pelo efeito Corona em linhas de transmissão pode ser obtida por meio de inúmeras técnicas de posicionamento geométrico de condutores, aumento do diâmetro e do número de condutores por fase, o envolvimento dos cabos por algum material específico, entre outros métodos, cujo aprofundamento não fazem parte dos objetivos deste trabalho. Entretanto, vale ressaltar que todos esses métodos, e outros existentes, estão diretamente relacionados com a escolha do gradiente de potencial máximo admissível na superfície dos condutores da linha, de forma a amenizar as consequências indesejáveis citadas, aliado ao bom funcionamento operacional do sistema. 2.2.2 CAPACITÂNCIA A capacitância é definida pela quantidade de carga por unidade de diferença de potencial, conforme equação (2.30). C = q v [F/m] (2.30) Nas linhas de transmissão, a capacitância está atrelada entre os condutores relativamente próximos e o solo, de modo semelhante as placas de um capacitor, entre as quais exista uma diferença de potencial. A Figura 2.7 ilustra esses acoplamentos capacitivos. Figura 2.7 Acoplamentos capacitivos em uma linha de transmissão trifásica. Fonte: Fuchs (1977, p.396).
31 Assim como o campo magnético está para a indutância, o campo elétrico está para a capacitância como forma de armazenamento de energia no sistema de transmissão. Nesse caso, a capacitância é responsável, assim como a condutância, por drenar corrente ao longo da linha, o que é uma consequência indesejável, porém inevitável em linhas de transmissão, principalmente as de grande comprimento, nas quais os efeitos da capacitância se tornam mais significativos. Para compreensão de como a grandeza, capacitância, é definida em uma LT, considera-se, inicialmente, um condutor cilíndrico, reto e longo, com a carga distribuída uniformemente em toda sua superfície, onde os feixes elétricos serão radiais. Todos os pontos equidistantes são pontos equipotenciais e tem a mesma densidade de fluxo elétrico. A Figura 2.8 representa um corte da seção transversal de um condutor com sua carga (q) e os feixes do campo elétrico originados pela carga. Figura 2.8 Linhas de fluxo elétrico que tem origem nas cargas positivas uniformemente distribuídas sobre a superfície de um condutor cilíndrico isolado. Fonte: Grainger e Stevenson (1994, p.74). A diferença de potencial entre dois pontos devido a uma carga dá a ideia básica da definição da capacitância entre os condutores de uma linha de transmissão. A Figura 2.9 representa um esquema de um condutor carregado por uma carga positiva de valor q.
32 Figura 2.9 Caminho de integração entre dois pontos externos ao condutor sob a influência de uma carga positiva. Fonte: Grainger e Stevenson (1994, p.75). Integrando-se a intensidade de campo elétrico sobre uma trajetória radial entre as duas superfícies equipotenciais, encontra-se a diferença de potencial entre os pontos (P 1 ) e (P 2 ). Essa diferença de potencial é independente do caminho de integração percorrido e representa o trabalho realizado por coulomb de carga movida, conforme descrito na equação (2.31) v 12 = D 2 D 1 E dx = D 2 q dx = q D 1 2πEx 2πε ln D 2 D 1 [V] (2.31) Onde (q) é a carga instantânea no condutor e (k) é a permissividade do material entre os pontos. Como a capacitância é definida pela quantidade de carga por unidade de diferença de potencial, conforme equação (2.30), tem-se a definição básica de capacitância entre dois pontos relacionando as equações (2.30) e (2.31) na equação (3.32). C 12 = 2πε ln(d 2 /D 1 ) [F/m] (2.32) Considerando dois condutores paralelos (1) e (2), com raios (r) iguais e separados por uma distância (D), pode-se, adaptando a equação (2.32), encontrar a
33 capacitância por unidade de comprimento dessa relação de condutores, conforme apresentado na equação (2.33). C 12 = πε ln (D/r) [F/m] (2.33) A equação (2.33) não leva em consideração a não uniformidade de cargas na superfície do condutor e nem o encordoamento dos cabos. Em ambos os casos, a diferença pode ser desprezada pois não altera significativamente os resultados da capacitância (GRAINGER E STEVENSON, 1994). A equação (2.33) representa a capacitância entre dois condutores. Entretanto, normalmente, é desejável conhecer a capacitância fase-neutro. Para isso, usa-se o artifício de considerar a capacitância entre os condutores x e y como a composição série de duas capacitâncias iguais dos condutores para o neutro, conforme ilustrado na Figura 2.10. Em consequência disso, a capacitância entre o condutor e o neutro possui valor duas vezes maior que a capacitância entre os condutores x e y. Figura 2.10 Comparação dos conceitos de capacitância de linha e de fase. Fonte: Glover, Sarma e Overbye (2011, p.179). Tem-se, portanto, a capacitância por fase representada pela equação (2.34). C n = 2πε ln (D/r) [F/m] (2.34) A capacitância do condutor ao neutro, apresentada na equação (2.34) é utilizada para o cálculo da reatância capacitiva. Assim como nos cálculos de indutância, as diversas configurações possíveis de uma LT também constituem diferentes estratégias de cálculos para a capacitância, como nos casos de sistemas bifásicos ou trifásicos, com retorno por fio ou terra, com
34 a utilização de cabos simples ou múltiplos, etc. Porém, não faz parte do escopo deste trabalho aprofundar nesses casos diversos, que podem ser melhor analisados nas referências [1], [3], [7] e [10]. No entanto, em uma compreensão mais conceitual e voltada aos objetivos deste trabalho, torna-se interessante o estudo de linhas trifásicas, nas quais os condutores possuam espaçamento equilátero ou assimétrico entre si, e como a presença do solo afeta nos resultados. 2.2.2.1 CAPACITÂNCIA DE UMA LINHA TRIFÁSICA COM ESPAÇAMENTO EQUILÁTERO Em um arranjo de linha trifásica com espaçamento equilátero considera-se cada condutor no vértice de um triângulo equilátero de lado (D), conforme ilustra a Figura 2.11. Figura 2.11 Linha trifásica com espaçamento equilátero. Fonte: Grainger e Stevenson (1994, p.80). Os condutores de raio (r), nomeados como a, b e c, possuem cargas q a, q b e q c, respectivamente. (2.35). A diferença de potencial (V ab ) entre os condutores a e b é dada pela equação V ab = 1 2πε (q aln D r + q bln r D + q cln D D ) V (2.35)
35 Da mesma forma, a diferença de potencial entre (V ac ) entre os condutores a e c é dada pela equação (2.36). V ac = 1 2πε (q aln D r + q bln D D + q cln r D ) V (2.36) Somando as equações (2.35) e (2.36) e considerando a relação trifásica equilibrada das cargas, q a + q b +q c = 0, encontra-se a relação em (2.37), ilustrada pela Figura 2.12. V ab + V ac = 3q a 2πε ln D r V (2.37) Figura 2.12 Diagrama fasorial das tensões equilibradas de uma linha trifásica. Fonte: Grainger e Stevenson (1994, p.81). (2.38). De acordo com a Figura 2.12, tem-se a relação representada pela equação V ab + V ac = 3V an V (2.38) Substituindo (2.38) em (2.37), encontra-se a equação (2.39).
36 V an = q a 2πk ln D r V (2.39) neutro. Com a equação (2.39), pode-se definir a capacitância entre o condutor a e o C n = 2επ ln ( D F/m (2.40) ) r A capacitância de um condutor em relação ao neutro é utilizada diretamente nos modelos Pi nominal e T nominal, o que justifica sua elaboração na equação (2.40). 2.2.2.2 - CAPACITÂNCIA DE UMA LINHA TRIFÁSICA COM ESPAÇAMENTO ASSIMÉTRICO Quando não se tem um arranjo equilátero dos condutores de uma LT trifásica, diz-se que o espaçamento é assimétrico. Nesse caso, as capacitâncias de cada fase ao neutro são distintas. Desse modo, para ajustar o desequilíbrio das fases é utilizada a transposição dos condutores. Essa técnica implica no posicionamento de cada fase em três diferentes posições dentro de um ciclo de transposição, fazendo com que a capacitância média, ao neutro, seja a mesma para cada uma delas, conforme ilustrado na Figura 2.13. Figura 2.13 Transposição e corte transversal dos condutores. Fonte: Grainger e Stevenson (1994, p.62). Da mesma forma que a transposição contribui para o equilíbrio entre as fases de uma LT, ela também facilita os cálculos de capacitância, se considerada. Portanto,
37 os cálculos desenvolvidos para se encontrar o parâmetro capacitância partem de uma linha transposta. A Figura 2.13 apresenta a configuração transversal de uma linha trifásica assimétrica, com as distâncias (D 12, D 23 e D 31 ) entre os condutores (a, b e c), de raio (r), nas posições (1, 2 e 3). Para simplificar os cálculos, considera-se as cargas dos condutores uniformes ao longo da linha transposta, sendo elas, q a, q b e q c, pertencentes aos condutores a, b e c, respectivamente. Desse modo, determina-se V ab nas três diferentes posições do ciclo de transposição, conforme equações (2.41), (2.42) e (2.43). V ab_pos_1 = 1 (q 2πε aln D 12 + q r bln r + q D c ln D 23 ) V (2.41) 12 D 31 V ab_pos_2 = 1 (q 2πε aln D 23 + q r bln r + q D c ln D 31 ) V (2.42) 23 D 12 V ab_pos_3 = 1 (q 2πε aln D 31 + q r bln r + q D c ln D 12 ) V (2.43) 31 D 23 Fazendo a média aritmética dos três valores encontrados, obtém-se a tensão média entre os condutores a e b, conforme apresenta a equação (2.44). 3 V ab = 1 (q 2πε aln D 12D 23 D 31 + q r b ln r 3 ) V (2.44) D 12 D 23 D 31 O mesmo pode ser feito para (V ac ), conforme apresenta a equação (2.45) 3 V ac = 1 (q 2πε aln D 12D 23 D 31 + q r c ln r 3 ) V (2.45) D 12 D 23 D 31
38 Considerando a relação (q a + q b +q c = 0), para um circuito trifásico equilibrado, pode-se obter a capacitância das fases ao neutro, conforme segue nas equações (2.46) e (2.47). V ab + V ac = 3V an = 3 q 2πε aln D 12D 23 D 31 r 3 V (2.46) C n = 2πε 3 ln D 12D23D31 r F/m (2.47) Analisando a equação (2.47), percebe-se que a formulação é semelhante ao caso dos condutores com espaçamento equilátero, porém, é realizada uma média geométrica entre as combinações das diferentes distâncias dos condutores entre si. 2.2.2.3 INFLUÊNCIA DA SOLO SOBRE A CAPACITÂNCIA DE UMA LINHA DE TRANSMISSÃO TRIFÁSICA A terra afeta a capacitância de uma linha de transmissão aérea porque sua presença altera o campo elétrico gerado pelos seus condutores carregados (GRAINGER, STEVENSON, 1994). Considerando o solo como um condutor perfeito na forma de um plano horizontal, percebe-se que o campo elétrico gerado pelas cargas de um condutor posicionado acima do solo sofre alteração em seus feixes, conforme ilustrado na figura 2.14.
39 Figura 2.14 Ilustração do método das imagens. Fonte: Fuchs (1977, p.381). Aplica-se, portanto, o método das imagens para o cálculo da capacitância. Com isso, pode-se considerar o fluxo elétrico perpendicular à superfície do solo e o mesmo equipotencial aos condutores reais e fictícios, uma vez que o plano correspondente à superfície do solo possui potencial nulo. E as cargas presentes nas superfícies dos condutores são inversas entre si e possuem a mesma distância ao plano do solo, porém em posições opostas. O método pode ser expandido para um sistema trifásico, no qual cada condutor da linha terá o seu condutor imagem à mesma distância do condutor correspondente ao solo. A Figura 2.15 apresenta o método das imagens em uma LT trifásica.
40 Figura 2.15 Método das imagens aplicado a uma linha de transmissão trifásica. Fonte: Grainger e Stevenson (1994, p.87). Considerando que a linha seja transposta, a expressão final da capacitância levando em conta o efeito da presença do solo é dada na equação (2.48). C n = 2πε 3 ln( D 3 12D23D31 ) ln( H 12H23H31 r 3 ) H1H2H3 F/m (2.48) A análise da equação (2.48) sugere que a aproximação da linha ao solo aumenta o valor da capacitância, o que está de acordo com os conceitos físicos, visto que o solo pode ser pensado como uma placa metálica carregada. Outra forma de se 3 analisar é observar que a expressão ln ( H 12H 23 H 31 3 ) tende a zero à medida que os H 1 H 2 H 3
41 condutores se afastam do solo, já que as distâncias verticais e diagonais se aproximam, fazendo com que diminua o valor final da capacitância. 2.2.2.4 - REATÂNCIA CAPACITIVA Com o valor da capacitância apresentado, pode-se definir o valor da reatância capacitiva como mostra a equação (2.50). É utilizada a capacitância em relação ao neutro pelo fato de se apresentar em derivação com a rede. X C = 1 2πfC [Ω. m] (2.49) Onde (f) é a frequência da fonte de alimentação da LT. Nota-se a unidade de comprimento (m) sendo multiplicada pela grandeza dada em Ohms. Isso ocorre pelo fato das reatâncias capacitivas estarem em paralelo ao longo da linha, devendo ser somadas para encontrar o valor da capacitância total, o que equivale a multiplicar a capacitância pelo comprimento da linha, uma vez que ela é dada em [F/m]. Considerando esse raciocínio, a equação (2.49) também pode ser escrita da seguinte forma: X C = 1 2πfCl [Ω] (2.50) Onde (l) representa o valor do comprimento da linha. 2.3 CONCLUSÃO A revisão bibliográfica sobre parâmetros longitudinais e transversais de uma LT aproxima conceitos muitas vezes estudados isoladamente, como fluxos elétricos e magnéticos variantes no tempo e condições estruturais e físicas de condutores de uma LT, e os torna parte integrante de uma visão mais próxima da aplicabilidade
42 operacional de um sistema de energia elétrica. Isso demonstra o caráter interdisciplinar do conhecimento que tange os sistemas elétricos de potência. Apesar de não apresentar todas as configurações de LTs conhecidas, o que fugiria do propósito deste trabalho, a análise que se obtém em cada um dos quatro parâmetros é facilmente estendida a qualquer configuração de uma LT aérea, obviamente aumentando a complexidade, devido às diversas influências que seriam consideradas. Uma forma de tratar casos mais complexos, como linhas com cabos múltiplos e cabos-guarda, é por meio de um tratamento matricial. Ele possibilita a parametrização da linha de uma forma mais estruturada e direta, e é assunto do próximo capítulo.
43 CAPÍTULO 3 TRATAMENTO MATRICIAL DOS PARÂMETROS DE LINHAS DE TRANSMISSÃO Uma abordagem matricial das impedâncias e admitâncias distribuídas ao longo de uma linha de transmissão, além de tratar os parâmetros de uma forma mais organizada e simplificada, permite incluir a presença do solo com maior facilidade e avaliar os efeitos em outros cabos nas proximidades da rede, como cabos-guarda, também conhecidos como cabos para-raios, o que viabiliza, portanto, a extensão dos conceitos estudados no capítulo 2. As formas matriciais de impedâncias e capacitância apresentadas neste capítulo são obtidas por meio do método das imagens, que admite a resistividade do solo nula. A consideração de resistividade do solo não nula só é possível por meio de formulações matemáticas mais complexas, como por exemplo as expressões em séries desenvolvidas no trabalho de Carson (1926). Essa abordagem, apesar de trazer resultados, comprovadamente, mais próximos da realidade, traria uma complexidade desnecessária aos propósitos deste trabalho. Sendo assim, serão apresentadas aproximações que permitem a obtenção de resultados bastante satisfatórios para uma linha de transmissão em estado permanente de operação por meio de correções tanto para o efeito causado pela resistividade não nula, quanto para o efeito pelicular causado pela frequência de alimentação da rede. As matrizes desenvolvidas neste capítulo tratam, de forma individual, cada interação entre os condutores envolvidos na transmissão de energia e os condutores responsáveis pela proteção contra descargas atmosféricas. Essa estrutura, além de facilitar visualmente o entendimento do sistema, facilita na construção de algoritmos para cálculos de parâmetros de uma LT aérea. E, tanto para a impedância, quanto para a capacitância, são apresentadas as formas de obtenção das matrizes transpostas, reduzidas e de componentes simétricas, cuja manipulação algébrica é notoriamente facilitada por meio do tratamento matricial.
44 3.1 A MATRIZ DE IMPEDÂNCIAS Em uma linha de transmissão trifásica (a, b, c), sem a inclusão de cabosguarda, as quedas de tensão série em cada condutor, devido aos fluxos magnéticos concatenados próprios e mútuos, podem ser representadas pela expressão (3.1). V a Z aa Z ab Z ac I a [ V b ] = [ Z ba Z bb Z bc ] [ Ib ] (3.1) V c Z ca Z cb Z cc Ic Onde: V a, V b e V c são as quedas de tensão série nas fases a, b e c, respectivamente; As impedâncias Z aa, Z bb e Z cc são as impedâncias próprias das fases a, b e c, respectivamente, e possuem a forma (R + jx). As impedâncias Z ab, Z ac, Z ba, Z bc, Z ca e Z cb representam as impedâncias mútuas entre as fases, com a forma (jx). I a, I b e I c representam as correntes das fases a, b e c, respectivamente. A Figura 3.1 ilustra um caso com uma linha de dois condutores posicionados conforme segue. Figura 3.1 Seção de uma linha com dois condutores e imagens virtuais. Fonte: Zanetta (2006, p.74).
45 Com a resistividade do solo (ρ) nula, o método das imagens pode ser usado para a definição das reatâncias próprias e mútuas dentro da matriz de impedâncias série, conforme equações (3.2) e (3.3), respectivamente. X ii = 2ω 10 7 ln 2h i r eqz Ω/m (3.2) X ij = 2ω 10 7 ln D ij d ij Ω/m (3.3) Onde: h i Altura do primeiro condutor em relação ao solo; r eqz Raio equivalente para o feixe de condutores por fase. D ij Distância entre condutor real e imagem; d ij Distância entre condutores reais. As equações (3.2) e (3.3) representam a interação entre os condutores e suas imagens para o cálculo da impedância própria e mútua, respectivamente. Porém não estão embutidos nessas equações os efeitos causados pela frequência de alimentação da linha (efeito pelicular) e da corrente que retorna pelo solo devido a uma resistividade de solo não nula. Tais efeitos sugerem que sejam aplicadas correções no cálculo das impedâncias próprias e mútuas e estão apresentados nos tópicos subsequentes. 3.1.1 CORREÇÕES DA IMPEDÂNCIA SÉRIE A impedância série de uma linha de transmissão é afetada tanto pelo efeito da frequência da fonte de alimentação (ou outros fenômenos de altas frequências), quanto pela corrente que retorna pelo solo. A impedância interna dos condutores sofre alteração devido ao efeito pelicular causado pela aplicação de corrente alternada a uma determinada frequência, com
46 isso a densidade de corrente apresenta distribuição não uniforme na seção do condutor, afetando tanto a resistência, quanto a indutância interna do condutor. Outra alteração observada é devido à corrente de retorno pelo solo, influenciada pela resistividade do solo. Em sistemas trifásicos, por exemplo, as correntes de sequência zero possuem mesmo módulo e fase, percorrendo os condutores fase e tendo seu retorno pelo solo. Sendo assim, deve-se considerar uma correção a fim de estimar a impedância adicional causada por essa corrente de retorno. Dessa forma, segundo Zanetta (2006), a impedância série total pode ser definida pelas expressões (3.4) e (3.5). Z ii = Z interna + Z própria + Z solo Z ii = (R int + j. X int ) + (j. X ii ) + ( R solo + j. X solo ) Z ii = (R int + R solo ) + j. (X int + X ii + X solo ) (3.4) Z ij = Z mútua + Z solo_m Z ij = (j. X ij ) + ( R solo_m + j. X solo_m ) Z ij = ( R solom ) + j. (X ij + X solo_m ) (3.5) Onde: Z ii : representa a impedância própria do condutor e responsável pela oposição à corrente elétrica intrínseca, composta pela impedância interna (Z interna ), mais a impedância própria (Z própria ), mais a impedância proveniente do efeito causado pela corrente que retorna pelo solo (Z solo ). Z ij : representa a impedância mútua do condutor e responsável pela oposição à corrente elétrica devido a interação eletromagnética que um condutor produz no outro, composta pela impedância mútua (Z mútua ), mais a impedância proveniente do efeito causado pela corrente que retorna pelo solo. R int : representa a parcela de resistência interna do condutor.
47 R solo : representa a parcela de resistência do condutor devido à corrente de retorno pelo solo. X int : representa a reatância indutiva devido a indutância interna do condutor. X solo : representa a reatância indutiva devido à corrente de retorno pelo solo. X ii e X ij : representam as reatâncias indutivas própria e mútua, já definidas pelas equações (3.2) e (3.3), respectivamente. 3.1.1.1 CORREÇÃO DA IMPEDÂNCIA DEVIDO AO EFEITO PELICULAR Devido ao efeito pelicular, tanto a resistência, quanto a indutância são alteradas com a frequência de alimentação da rede ou a frequência proveniente de descargas atmosféricas na linha. O cálculo da resistência interna é mais importante que o cálculo da reatância interna, que representa uma pequena parcela da reatância total (ZANETTA, 2006). A determinação da impedância interna é feita para condutores tubulares, como os de alma de aço usados na maioria dos casos. A Figura 3.2 apresenta a seção transversal desse tipo de condutor, onde q e r são os raios interno e externo do condutor, respectivamente. Figura 3.2 Seção transversal de um condutor tubular. Fonte: Umarji (2007, p.19).
48 (3.6). A correção devido ao efeito pelicular nos condutores é dada pela expressão j Z interna = R dc mr(1 2 s2 ) (ber(mr)+jbei(mr))+φ(ker(mr)+jkei(mr)) (ber (mr)+jbei (mr))+φ(ker (mr)+jkei (mr)) (3.6) No qual: R dc = 1 πσ(r 2 q 2 ) (3.7) A condutividade do condutor (σ) é uma propriedade específica do material e pode variar com a temperatura. Neste caso, é interessante que ela já esteja corrigida para a temperatura de operação da linha de transmissão. A variável (s) é a relação entre o raio interno e externo do condutor e é dada pela expressão (3.8). s = q r (3.8) A variável (m) relaciona a frequência angular (ω) com a condutividade e com a permeabilidade magnética do condutor (μ), conforme apresenta a equação (3.9). m = ωμσ (3.9) A variável (φ) é dada pela equação (3.10). φ = (ber (mq)+jbei (mq)) (ker (mq)+jkei (mq)) (3.10) As expressões ber, bei, ker e kei são funções de Kelvin que pertencem a família das funções de Bessel e ber, bei, ker e kei são suas respectivas derivadas. As funções de Kelvin são definidas pelas expressões (3.11) e (3.12).
49 ber(x) + jbei(x) = I 0 (x j) (3.11) ker(x) + jkei(x) = K 0 (x j) (3.12) No qual (I 0 ) e (K 0 ) são as funções de Bessel modificadas de ordem zero de primeiro e segundo tipo, respectivamente (LIU E MEYER, 1987). E as derivadas dessas funções são representadas nas equações (3.13) e (3.14). ber (x) + jbei (x) = ji 1 (x j) (3.13) ker (x) + jkei (x) = jk 1 (x j) (3.14) No qual (I 1 ) e (K 1 ) são as funções de Bessel modificadas de primeira ordem de primeiro e segundo tipo, respectivamente (LIU E MEYER, 1987). 3.1.1.2 CORREÇÃO DA IMPEDÂNCIA DEVIDO À PRESENÇA DO SOLO Ao contrário do que foi visto até aqui, a resistividade do solo, na prática, não é nula. Isso faz com que as correntes que percorrem o solo se distribuam de modo diferente, de acordo com a frequência. Para frequências mais elevadas a corrente tende a se concentrar na superfície, apresentando um efeito semelhante ao efeito pelicular que ocorre em um condutor (ZANETTA, 2006). Em sistemas trifásicos, as correntes de sequência zero, por possuírem mesmo módulo e fase, acabam por retornarem pelo solo, de forma que essas correntes interajam com o campo eletromagnético em torno da linha e altere os parâmetros da mesma. Sendo assim, faz-se necessário um estudo que quantifique o incremento causado por essa corrente de retorno pelo solo na impedância série de uma linha de transmissão aérea. Observando esse fenômeno, J. R. Carson, em 1926, publicou o trabalho Wave Propagation in Overhead Wires with ground return. Nesse trabalho, Carson considerou o solo com extensão infinita e resistividade uniforme. O solo era
50 considerado ideal, porém com um fator de correção, cujo efeito equivalente é considerar, para diferentes frequências, imagens dos condutores com posições diferentes. Dentre os trabalhos publicados sobre esse tema, o trabalho realizado por Carson é o que mais se aproxima dos resultados obtidos em campo (FUCHS, 1977). Entretanto, a formulação matemática desse tratamento é relativamente complexa, envolvendo uma decomposição em série de Bessel e integrais diversas, o que levou ao surgimento de boas aproximações do método. Dentre essas aproximações se destaca o Método das Imagens Complexas, publicado em 1981 por Deri, A., Tevan, G., Semlyen, A., Castanheira, A. Esse método consiste na concepção de um plano complexo de retorno de corrente pelo solo. Esse plano possui condutividade infinita e está situado abaixo do solo a uma distância igual a profundidade de penetração complexa definida pela equação (3.15). p = ρ jωμ 0 (3.15) Onde: ρ: resistividade do solo; ω: frequência angular; μ 0 : permeabilidade magnética do vácuo. Em um trabalho desenvolvido por Dommel (1986) foi verificado que os resultados obtidos pela expressão (3.15) e pelo Método de Carson apresentam uma diferença máxima de 9% na faixa de frequência de 100 Hz a 10 khz, sendo inferior para outras frequências, caracterizando uma boa aproximação. A equação (3.15) leva em conta apenas a corrente de condução, tornando-se inconsistente para casos de altas frequências, em que a corrente de deslocamento atinge valores significativos (SANTIAGO, CUNHA, 2008). Todavia, alguns trabalhos que abordam a comparação desses dois métodos, como o trabalho desenvolvido por Umarji (2007), provam a eficácia do Método das Imagens Complexas. Nesse trabalho, foram relatadas boas aproximações desse método com o método de Carson para frequências de 50 a 2000 Hz.
51 Dadas as correções referentes ao efeito pelicular e ao retorno de correntes pelo solo, tem-se as expressões mais completas das impedâncias próprias e mútuas para obtenção da matriz de impedâncias, representadas pelas equações (3.16) e (3.17), respectivamente. Z ii = R int + j (2ω 10 7 ln 2h i+p r eqz + X int ) (3.16) Z ij = j2ω 10 7 ln (h i+h j +2p) 2 +x 2 ij d ij (3.17) Onde (x ij ) representa a distância horizontal entre dois condutores reais. Além das correções necessárias para tornar os resultados dos cálculos dos parâmetros mais próximos de um sistema real em operação, alguns outros elementos podem ser adicionados à matriz de impedâncias, de modo a permitir uma análise do efeito que esses elementos trazem ao sistema e vice-versa. Um bom exemplo desse tipo é a presença de cabos-guarda nas linhas de transmissão, utilizados como elementos de proteção contra descargas atmosféricas. 3.1.2 A INCLUSÃO DE CABOS-GUARDA Como forma de proteção contra descargas atmosféricas, muitas linhas de transmissão possuem os cabos-guarda. Eles são compostos por condutores metálicos e são posicionados de tal forma que a descarga atmosférica os atinja antes de atingir as fases da rede. O cabo-guarda é um condutor instalado no topo da torre com o objetivo de atrair para si descargas atmosféricas que, na sua ausência, incidiriam diretamente nos condutores fase ocasionando sobretensões superiores àquelas que a linha suporta. Seus parâmetros são simplesmente incluídos na matriz de impedâncias, de modo semelhante aos demais condutores.
52 Normalmente, a presença dos cabos-guarda tem sido desprezada nos cálculos das reatâncias de sequência positiva, porém incluída naqueles das reatâncias de sequência zero. Verifica-se, no entanto, que, nas linhas de altíssimas tensões, nos casos em que os cabos-guarda são aterrados, sua influência não deve ser desprezada nos cálculos de reatâncias de sequência positiva (FUCHS, 1977). Existem duas formas de se encontrar um cabo-guarda em uma linha de transmissão: aterrado ou isolado. 3.1.2.1 CABOS-GUARDA ATERRADOS Os cabos-guarda aterrados possuem conexão direta com as torres, logo estão conectados com o solo. A Figura 3.3 exibe um esquema com um cabo-guarda aterrado. Figura 3.3 Representação de cabos-guarda aterrados. Fonte: Zanetta (2006, p.80). Considerando que as bases das torres estão em um mesmo potencial e que as quedas de tensão nas torres sejam nulas, tem-se que a tensão em toda extensão do cabo-guarda também seja nula. Em uma linha trifásica com a presença de apenas um cabo guarda, tem-se a configuração matricial apresentada na expressão (3.18).
53 Z aa Z ab V Z ac Z ag a V [ b Z ba Z bb Z bc Z bg Ib ] = [ V c Z ca Z cb Z cc Z cg Ic ] (3.18) 0 [ Z ga Z gb Z gc Z gg ] I g I a Por meio de uma redução de Kron, elimina-se a equação correspondente à queda de tensão nula do cabo-guarda e como resultado, tem-se uma matriz de impedâncias equivalente, de mesma ordem que o sistema sem cabo-guarda, porém, considerando o seu efeito. V a Z aa Z ab Z ac [ V b ] = ([ Z ba Z bb Z bc ] 1 V c Z ca Z cb Z cc Z gg [ Z ag Z ga Z ag Z gb Z ag Z gc I a Z bg Z ga Z bg Z gb Z bg Z gc ]) [ Ib ] (3.19) Z cg Z ga Z cg Z gb Z cg Z gc Ic De forma genérica, pode-se admitir que cada novo elemento adicionado à matriz obedece a seguinte equação, para que seja obtida a matriz equivalente, onde n representa o último elemento adicionado. Z eq = Z ij Z in Z nj Z nn (3.20) 3.1.2.2 CABOS-GUARDA ISOLADOS Estes cabos estão isolados do sistema por meio de isoladores, fazendo com que não exista corrente percorrendo este condutor. São geralmente utilizados em circuitos de telecomunicações, nos quais os isoladores empregados possuem baixa tensão disruptiva, permitindo abertura de arcos nos pontos de aterramento, quando atingidos por descargas atmosféricas. Uma vez aberto o arco, comportam-se como cabos aterrados, cumprindo sua finalidade de proteção (FUCHS, 1977). Como o cabo-guarda isolado não possui corrente, a queda de tensão correspondente ao seu condutor é nula, portanto, a presença desses cabos pode ser ignorada e a matriz de impedâncias mantem-se apenas com os condutores relacionados as fases da linha de transmissão.
54 3.1.3 APLICAÇÃO DE COMPONENTES SIMÉTRICAS As componentes simétricas são baseadas no Teorema de Fortescue, que, para sistemas trifásicos, define que um sistema com fasores desbalanceados pode ser decomposto em três sistemas trifásicos com fasores balanceados, chamados de componentes simétricas de sequência positiva, negativa e zero (KINDERMANN, 1997). A Figura 3.4 ilustra essa decomposição. Figura 3.4 Decomposição de um sistema trifásico em componentes simétricas. Fonte: Zanetta (2006, p.85). Como observado na Figura 3.4, a componente de sequência zero (V 0 ) é uma sequência de fasores paralelos, de mesmo sentido e módulo, a componente de sequência positiva (V 1 ) é uma sequência de fasores com rotação em sentido antihorário, e a componente de sequência negativa (V 2 ) é uma sequência de fasores em sentido inverso. 3.1.3.1 COMPONENTES SIMÉTRICAS E IMPEDÂNCIAS DE SEQUÊNCIAS Para a matriz de impedâncias, a decomposição em componentes simétricas representa uma mudança de base para o sistema, no qual é efetuado o desacoplamento das componentes de fase, por meio de matrizes de transformação, que diagonalizam o sistema de equações em análise (ZANETTA, 2006). A importância da obtenção das reatâncias indutivas de sequências positiva, negativa e zero, decorrem do fato de operações sob efeito de faltas apresentam desequilíbrio entre as fases da linha de transmissão (FUCHS, 1977).
55 As impedâncias de sequência positiva e negativa não possuem distinção, do ponto de vista da linha de transmissão, pelo fato de mudarem apenas o sentido de rotação dos fasores. Em especial, a componente de sequência zero da corrente flui nos condutores de fase e retorna por um percurso que implica o solo, um condutor neutro, cabos-guarda ou em uma combinação dos mesmos (FUCHS, 1977). Isso ocorre devido o fluxo magnético criado pela corrente de sequência zero induzir tanto no solo quanto nos cabos-guarda uma corrente de reação. Sendo assim, tanto a parcela resistiva, quanto a reativa da impedância de sequência zero são afetadas pelas características elétricas desses percursos. A impedância de sequência positiva é o parâmetro mais usado para a operação normal e cálculos dos circuitos AC, tal como as relações entre tensão e corrente, potência e perda de energia. Já a impedância de sequência zero, que possui uma reatância que varia entre 1,4 a 4 vezes a reatância de sequência positiva, é mais usada no cálculo de corrente fase-terra de curto circuito, realizado para configurações e dimensionamento de relés de proteção (STELMACH, 2009). 3.1.3.2 A MATRIZ DE IMPEDÂNCIAS DE SEQUÊNCIAS Dadas as componentes de sequência de fase em regime permanente, conforme segue a equação (3.21). V a [V abc ] = [ V b ] e [I abc ] = [ V c I a I b I c ] (3.21) A matriz de transformação é dada pela equação (3.22). [V abc ] = [T][V 012 ], [I abc ] = [T][I 012 ] (3.22) Sendo a matriz de transformação um matriz inversível, permite-se que a relação apresentada pela equação (3.23).
56 [V 012 ] = [T] 1 [V abc ], [I 012 ] = [T] 1 [I abc ] (3.23) e (3.25). A matriz de transformação e sua inversa são apresentadas nas equações (3.24) 1 1 1 [T] = [ 1 α 2 α ] (3.24) 1 α α 2 1 1 1 [T] 1 = 1 [ 1 α α 2 ] (3.25) 3 1 α 2 α Onde, α = 1 120 o = 0,5 + j0,866 e α 2 = 1 120 o = 0,5 j0,866. Estabelecendo uma correspondência entre valores de fase e de sequências para as quedas de tensões longitudinais, tem-se: [T][ V 012 ] = [Z abc ][T][I 012 ] (3.26) Onde V 012 representa as quedas de tensão longitudinais de sequência positiva, negativa e zero. E I 012 representa as correntes de sequência positiva, negativa e zero da linha. Multiplicando toda a expressão (3.26) por [T] 1, tem-se: [ V 012 ] = [T] 1 [Z abc ][T][I 012 ] (3.27) Isso implica que a matriz de impedâncias série dada em componentes simétricas é obtida pela seguinte expressão: [Z 012 ] = [T] 1 [Z abc ][T] (3.28) E possui a seguinte forma:
57 Z 00 Z 01 Z 02 [Z 012 ] = [ Z 10 Z 11 Z 12 ] (3.29) Z 20 Z 21 Z 22 Onde a diagonal principal é composta pelas impedâncias de sequência zero, positiva e negativa, respectivamente. E as demais impedâncias fora da diagonal principal correspondem às impedâncias mútuas entre sequências. Embora se possa obter a resolução de sistemas trifásicos em regime permanente com as componentes de fase, as componentes simétricas facilitam na análise de linhas geometricamente equilibradas, como no caso das linhas transpostas. Essas linhas possuem como característica a composição apresentada na equação (3.30). Z p Z m Z m [Z abc ] = [ Z m Z p Z m ] (3.30) Z m Z m Z p Essa composição representa a igualdade entre as impedâncias próprias, devido às condições físicas semelhantes dos condutores das fases, e a igualdade entre as impedâncias mútuas, devido à paridade das distâncias entre os condutores, como na configuração de uma linha transposta, que permite essa aproximação. Com isso, pode-se inferir as igualdades apresentadas nas equações (3.31) e (3.32). Z p = Z aa+z bb +Z cc 3 (3.31) Z m = Z ab+z ac +Z bc 3 (3.32) Aplicando a transformação apresentada na equação (3.14) na equação (3.30), tem-se como resultado uma matriz de impedâncias de sequência, conforme representado na equação (3.33).
58 Z 0 0 0 [Z 012 ] = [ 0 Z 1 0 ] (3.33) 0 0 Z 2 Essa matriz representa um sistema de equações desacoplado, com elementos nulos fora da diagonal principal. Considerando que a LT seja transposta, as equações (3.34) e (3.35) permitem obter as impedâncias de sequência zero e de sequência positiva de forma direta à partir do conhecimento da matriz transposta. Z 0 = Z p + 2Z m (3.34) Z 1 = Z 2 = Z p Z m (3.35) Observa-se que a impedância de sequência zero é a soma dos elementos da primeira linha da matriz [Z abc ] transposta. E as impedâncias de sequência positiva e negativa são iguais a diferença da impedância própria pela mútua da matriz [Z abc ] transposta. 3.2 A MATRIZ DE CAPACITÂNCIAS Em uma linha de transmissão trifásica aérea, admitindo o solo como condutor perfeito e aplicando o método das imagens, pode-se representar a relação entre as tensões nos condutores e suas cargas correspondentes, conforme apresentado na equação (3.36). Q a V a P aa P ab P ac [ V b ] = [ P ba P bb P bc ] [ Q b ] (3.36) V c P ca P cb P cc Q c
59 (3.37). Que pode ser representada pela forma compacta, apresentada na equação [V] = [P][Q] (3.37) Onde a matriz [P] é denominada como matriz dos coeficientes de potenciais de Maxwell, cujos elementos são obtidos por meio do cálculo de diferença de potencial entre os condutores. Desse modo, a matriz é construída obedecendo as equações (3.38) e (3.39). P ii = 1 2πε ln 2h i r eqc km/µf (3.38) P ij = 1 2πε ln D ij d ij km/µf para i j (3.39) Onde, r eqc é o raio equivalente para o feixe de condutores por fase e a expressão 1 é equivalente a 17,98. 2πε Como a corrente é a variação de carga pelo tempo, pode-se representar, em regime permanente senoidal, a relação fasorial apresentada na equação (3.40). [I] = jω[q] (3.40) Sabe-se que capacitância é a razão entre carga e diferença de potencial, portando, relacionando as equações (3.37) e (3.41), tem-se a equação (3.42) como resultado. [C] = [P] 1 (3.41) [Q] = [C][V] (3.42) Substituindo (3.40) em (3.37), tem-se a equação (3.43).
60 [I] = jω[c][v] = [Y][V] (3.43) Onde [Y] representa a matriz de admitâncias nodais, cujos elementos são do tipo Y = jx, uma vez que a condutância é desconsiderada pelo fato dos seus valores não serem significativos. A matriz [I] representa as correntes injetadas nos nós e [V] as tensões nodais. A Figura 3.5 ilustra um esquema no qual a corrente é injetada nos nós de uma LT. Figura 3.5 Corrente nodal injetada na rede de capacitâncias. Fonte: Zanetta (2006, p.93). Como os parâmetros são distribuídos ao longo da linha, a corrente injetada em um nó se trata de uma parcela da corrente transversal à linha de transmissão. 3.2.1 A INCLUSÃO DE CABOS-GUARDA Assim como na matriz de impedâncias série, a consideração de cabos-guarda na linha de transmissão pode alterar os valores dos elementos da matriz de admitâncias. 3.2.1.1 CABOS-GUARDA ATERRADOS Os cabos-guarda aterrados possuem conexão direta com as torres, logo estão conectados com o solo. Considerando as bases da torre em um mesmo potencial de
61 terra e que as quedas de tensão nas torres sejam nulas, tem-se que a tensão em toda extensão do cabo-guarda também seja nula. Em uma linha trifásica com a presença de apenas um cabo guarda, tem-se a configuração matricial apresentada na equação (3.44). [ V a V b Vc 0 P aa P ab ] = P ba P bb P bc P bg P ca P cb P cc P cg [ P ac P ag [ P ga P gb P gc P gg ] Q a Q b Q ] (3.44) c Q g Por meio de uma redução de Kron, elimina-se a equação correspondente ao cabo-guarda e, como resultado, tem-se uma matriz de potenciais de Maxwell equivalente, de mesma ordem que o sistema sem cabo-guarda, porém, considerando o seu efeito, conforme apresentado na equação (3.45). V a P aa P ab P ac [ V b ] = ([ P ba P bb P bc ] 1 V c P ca P cb P cc P gg [ P ag P ga P ag P gb P ag P gc Q a P bg P ga P bg P gb P bg P gc ]) [ Q b ] (3.45) P cg P ga P cg P gb P cg P gc Q c De forma genérica, pode-se admitir que cada novo elemento adicionado à matriz obedece a equação (3.46), para que seja obtida a matriz equivalente. P eq = P ij P in P nj P nn (3.46) Onde, n representa o último elemento adicionado. 3.2.1.2 CABOS-GUARDA ISOLADOS Estes cabos estão isolados do sistema por meio de isoladores instalados entre o cabo e as torres. Sendo assim a carga do cabo-guarda é nula. Portanto, do ponto de vista da matriz de coeficientes de potenciais de Maxwell e, por consequência a matriz de capacitâncias, não sofre influência de cabos-guarda isolados.
62 3.2.2 A MATRIZ DE CAPACITÂNCIAS DE SEQUÊNCIAS Considerando uma linha de transmissão trifásica sem a presença de cabosguarda aterrados, fisicamente equilibrada, como no caso de uma linha transposta, pode-se definir a matriz de coeficientes de potenciais de Maxwell conforme apresenta a equação (3.47). V a P p P m P m Q a [ V b ] = [ P m P p P m ] [ Q b ] (3.47) V c P m P m P p Q c Onde: P p = P aa+p bb +P cc 3 (3.48) P m = P ab+p ac +P bc 3 (3.49) Após a inversão para capacitância, obtém-se a configuração da matriz [C abc ] transposta, como apresentado na equação (3.50). Q a c p c m c m V a [ Q b ] = [ c m c p c m ] [ V b ] (3.50) Q c c m c m c p Vc Aplicando a matriz de transformação para componentes simétricas, tem-se a equação (3.51). Q 0 V 0 [T] [ Q 1 ] = [C][T] [ V 1 ] (3.51) Q 2 V 2 (3.52). Multiplicando ambos os lados da equação (3.49) por [T] 1, tem-se a equação
63 Q 0 c 0 0 0 V 0 [ Q 1 ] = [ 0 c 1 0 ] [ V 1 ] (3.52) Q 2 0 0 c 2 V 2 Na qual: c 0 = c p + 2c m (3.53) c 1 = c 2 = c p c m (3.54) Observa-se que a capacitância de sequência zero é a soma dos elementos da primeira linha da matriz [C abc ] transposta. E as capacitâncias de sequência positiva e negativa são iguais a diferença da capacitância própria pela mútua da matriz [C abc ] transposta. E, da mesma forma que na Impedância, a componente de sequência positiva da capacitância sofre pouca ou nenhuma ação da presença de cabos-guarda. 3.3 CONCLUSÃO O tratamento matricial dos parâmetros longitudinais e transversais de uma linha de transmissão demonstra-se uma ferramenta simplificadora de casos de linhas trifásicas, no qual são considerados o efeito do solo para resistividade não nula, o efeito pelicular e a presença de elementos adicionais à rede, como os cabos-guarda. E, caso a linha seja transposta, a aplicação das componentes simétricas possibilita uma abordagem ainda mais direta dos valores significativos para a parametrização da mesma. O modo de se estruturar as impedâncias e capacitâncias de linhas de transmissão por meio de matrizes simétricas facilita as operações entre elas e, consequentemente, favorece a implementação de algoritmos que estabeleçam rotinas para o cálculo dos parâmetros de uma LT aérea, cujo desenvolvimento é tema do capítulo seguinte.
64 CAPÍTULO 4 IMPLEMENTAÇÃO DOS CÁLCULOS DE PARÂMETROS DE LINHA DE TRANSMISSÃO AÉREA Este capítulo tem o intuito de apresentar todo o processo de implementação do algoritmo desenvolvido para calcular os parâmetros de três modelos típicos de linha de transmissão aérea, apresentar os resultados obtidos, analisá-los e compará-los aos resultados obtidos em simulação das mesmas linhas no software ATP (Alternative Transient Program), que possui eficácia consolidada nesse tipo de estudo. Para a implementação foi utilizada uma ferramenta bastante conhecida e difundida no meio acadêmico de Engenharia Elétrica, o Matlab, cuja linguagem de programação possibilita a inserção das fórmulas apresentadas no capítulo 3 deste trabalho. O Matlab, cujo nome é a abreviação do termo em inglês Matrix Laboratory, é um software interativo de alta performance voltado para o cálculo numérico, que possibilita a manipulação de cálculos com matrizes, processamento de dados, construções de gráficos, etc., que são de grande importância para o desenvolvimento de uma rotina que calcule os parâmetros das linhas de transmissão em estudo. O ATP é um poderoso software que trabalha com a simulação de circuitos elétricos e os transientes eletromagnéticos envolvidos. Ele possui uma sub-rotina, conhecida como Line Constants, que permite o cálculo dos parâmetros de linhas de transmissão em diversas configurações e é adotado, neste trabalho, para comparar e legitimar os resultados obtidos por meio da rotina criada no Matlab. Para comprovar a eficiência da rotina criada (Anexo A), dentro do que ela se propõe, são simulados três modelos típicos de linha de transmissão aérea de circuito simples, com diferentes características estruturais e elétricas, e os valores encontrados para os seus parâmetros, impedância e capacitância, são comparados com os resultados obtidos na rotina Line Constants para as mesmas linhas.
65 Para cara modelo de linha são obtidos resultados para as frequências da rede de 60 Hz, 10 khz, 100 khz e 1 MHz. Com isso, avalia-se a consistência da rotina e realiza um estudo do comportamento dos parâmetros estudados no caso de operação das linhas em estado permanente e durante algum eventual surto atmosférico. Após validada a rotina, são analisados os comportamentos dos parâmetros sob a ótica da variação de alguns fatores que possam alterar seus valores, como a compactação entre as fases da linha, a variação da resistividade do solo e a variação da frequência da fonte de alimentação rede. Nos dois últimos casos, avalia-se o comportamento das componentes de sequência positiva e zero da impedância. 4.1 CARACTERÍSTICAS DAS LINHAS DE TRANSMISSÃO EM ESTUDO Para a implementação da rotina de cálculo de parâmetros são considerados três tipos de linhas de transmissão aéreas trifásicas transpostas, com configurações estruturais típicas de circuitos simples encontradas em tensões de 69 a 500 kv. Os três modelos possuem um condutor por fase, do tipo CAA (Cabos de Alumínio nus com alma de Aço), cujas especificações estão de acordo com a ABNT. Cada linha possui um modelo de cabo comercial e suas características físicas e elétricas estão tabeladas de acordo com os dados do manual do fabricante, Nexans. A resistividade do solo está levada em consideração nas rotinas implementadas, logo, cada configuração de linha possui um valor de resistividade do solo específica, cujos valores são normalmente encontrados em solos que fazem parte do percurso de LTs aéreas. A temperatura dos condutores de uma linha de transmissão aérea em operação atinge valores que vão entre 60 e 80 C, devido ao efeito Joule e a incidência solar. Sendo assim, a temperatura adotada para os condutores das três LTs é de 75 C. Isso leva a necessidade de correção do valor da resistência dos condutores de cada linha, conforme estudado no capítulo 2. Para isso, foi utilizada a equação (2.4).
66 O posicionamento de cada condutor na torre é indicado, na rotina implementada em Matlab, por meio de coordenadas cartesianas, onde os condutores ocupam pontos específicos localizados no primeiro quadrante do plano. Com isso, deve-se indicar o ponto em que o cabo está fixado na torre (altura máxima) e sua distância horizontal. Para o cálculo da altura média de cada condutor, devido a catenária que surge ao longo da linha, também deve-se fornecer o valor da altura mínima, que é atingido na metade do percurso. A altura média é calculada segundo a equação (4.1). A subtração da altura máxima pela altura mínima alcançada pelos condutores é conhecida como flecha. h m = h t 2 3 (h t h mín ) (4.1) Onde: h m Altura média da linha em relação ao solo; h t Altura do ponto de conexão do cabo na torre em relação ao solo; h mín Altura do cabo no meio do vão em relação ao solo. 4.1.1 LINHA DE TRANSMISSÃO LT01 A silhueta da torre da linha de transmissão LT01 está representada na Figura 4.1. Nela pode ser observado um corte transversal dos três condutores (A, B e C) e suas respectivas posições.
67 Figura 4.1 Estrutura da linha de transmissão LT 01. Fonte: Modificado de Fuchs (1977, p. 433). A resistividade do solo (ρ) considerada equivale a 1000Ω.m e se mantém uniforme durante todo o percurso da linha. A Tabela 4.1 apresenta as configurações físicas, elétricas e de posicionamento de cada condutor da linha de transmissão LT01. Tabela 4.1 Configurações dos condutores da linha de transmissão LT01 CONDUTOR MODELO RMG (m) TABELA DE CONDUTORES DA LT 01 RAIO EXTERNO (mm) RAIO INTERNO (mm) RESISTENC IA CC A 75 c ALTURA MÁXIMA (m) ALTURA MÍNIMA (m) DISTÂNCIA HORIZONTAL (m) A Drake 0,01142 14,065 5,18 0,0871 20 14 0 B Drake 0,01142 14,065 5,18 0,0871 20 14 10 C Drake 0,01142 14,065 5,18 0,0871 20 14 20 Fonte: Dados obtidos do manual do fabricante, Nexans (2013, p.14-15). Essas configurações são válidas para a simulação da linha de transmissão LT01 tanto para a rotina implementada em Matlab, quanto para a rotina no ATP.
68 4.1.2 LINHA DE TRANSMISSÃO LT02 A silhueta da torre da linha de transmissão LT02 está representada na Figura 4.2. Nela pode ser observado um corte transversal dos três condutores (A, B e C) e suas respectivas posições. Figura 4.2 Estrutura da linha de transmissão LT 02. Fonte: Modificado de Fuchs (1977, p. 390). A resistividade do solo ( ρ ) considerada equivale a 100Ω.m e se mantém uniforme durante todo o percurso da linha. A Tabela 4.2 apresenta as configurações físicas, elétricas e de posicionamento de cada condutor da linha de transmissão LT02. Tabela 4.2 Configurações dos condutores da linha de transmissão LT02 CONDUTOR MODELO RMG (m) TABELA DE CONDUTORES DA LT 02 RAIO EXTERNO (mm) RAIO INTERNO (mm) RESISTENCIA CC A 75 c (Ω/km) ALTURA MÁXIMA (m) ALTURA MÍNIMA (m) Fonte: Dados obtidos do manual do fabricante, Nexans (2013, p.12-13). DISTÂNCIA HORIZONTAL (m) A Linnet 0,00742 9,145 3,37 0,2059 14 10 0 B Linnet 0,00742 9,145 3,37 0,2059 12 8 6 C Linnet 0,00742 9,145 3,37 0,2059 10 6 0
69 Essas configurações são válidas para a simulação da linha de transmissão LT02 tanto para a rotina implementada em Matlab, quanto para a rotina no ATP. 4.1.3 LINHA DE TRANSMISSÃO LT03 A silhueta da torre da linha de transmissão LT03 está representada na Figura 4.3. Nela pode ser observado um corte transversal dos três condutores (A, B e C) e suas respectivas posições. Figura 4.3 Estrutura da linha de transmissão LT 03. Fonte: Modificado de Kiessling, Nefzger, Nolasco e Kaintzyk (2003, p. 83). A resistividade do solo ( ρ ) considerada equivale a 500Ω.m e se mantém uniforme durante todo o percurso da linha. A Tabela 4.3 apresenta as configurações físicas, elétricas e de posicionamento de cada condutor da linha de transmissão LT03.
70 Tabela 4.3 Configurações dos condutores da linha de transmissão LT03 CONDUTOR MODELO RMG (m) TABELA DE CONDUTORES DA LT 03 RAIO EXTERNO (mm) RAIO INTERNO (mm) RESISTENCIA CC A 75 c (Ω/km) ALTURA MÁXIMA (m) ALTURA MÍNIMA (m) DISTÂNCIA HORIZONTAL (m) A Partridge 0,00661 8,15 3,005 0,2594 25 20 0 B Partridge 0,00661 8,15 3,005 0,2594 21 16 0 C Partridge 0,00661 8,15 3,005 0,2594 17 12 0 Fonte: Dados obtidos do manual do fabricante, Nexans (2013, p.12-13). Essas configurações são válidas para a simulação da linha de transmissão LT03 tanto para a rotina implementada em Matlab, quanto para a rotina no ATP. 4.2 IMPLEMENTAÇÃO EM LINGUAGEM MATLAB O software Matlab é uma ferramenta computacional, desenvolvida pela empresa privada americana MathWorks, para resoluções de diversos problemas da engenharia e científicos, no geral. Sua linguagem permite a elaboração e manipulação de matrizes, plotagens de funções e dados, implementação de algoritmos e interfaces com o usuário, que são importantes características para a implementação de cálculos, como os apresentados neste trabalho, e a obtenção de resultados com elevado grau de confiabilidade. Com os recursos fornecidos por essa ferramenta, foram criadas rotinas baseadas nas equações apresentadas no capítulo 3 deste trabalho, que reproduzem os cálculos dos parâmetros longitudinais e transversais das linhas de transmissão aéreas em estudo. Este tópico apresenta a descrição detalhada e as matrizes de impedância e capacitância obtidas para o caso da linha de transmissão LT01 a 60 Hz, que possui, basicamente, o mesmo procedimento adotado nos outros casos. Os resultados das matrizes referentes às outras frequências e às outras linhas de transmissão em estudo estão no Anexo B deste trabalho. No entanto, as componentes de sequência obtidas para cada simulação estão apresentadas nas tabelas de resultados.
71 4.2.1 CÁLCULO DA IMPEDÂNCIA SÉRIE EM MATLAB Para a construção da matriz de impedâncias da linha de transmissão LT01 a 60 Hz, foram utilizadas as equações (3.16) e (3.17), para as impedâncias próprias e mútuas, respectivamente. O resultado obtido está apresentado na equação (4.2). 0.1470 + 0.9591i 0.0586 + 0.4282i 0.0586 + 0.3760i Z = [ 0.0586 + 0.4282i 0.1470 + 0.9591i 0.0586 + 0.4282i] Ω/km (4.2) 0.0586 + 0.3760i 0.0586 + 0.4282i 0.1470 + 0.9591i Percebe-se, nos elementos da matriz da equação (4.2), a presença do elemento nas impedâncias mútuas, devido ao incremento causado pela corrente de retorno pelo solo, como previsto. As impedâncias próprias apresentam maiores valores resistivos e reativos pois agregam tanto os elementos da impedância interna, quanto os elementos adicionais causados pela corrente de retorno pelo solo. Para a obtenção da matriz de impedância transposta foram utilizadas as equações (3.31) e (3.32). Como resultado, tem-se a equação (4.3). 0.1470 + 0.9591i 0.0586 + 0.4108i 0.0586 + 0.4108i Z t = [ 0.0586 + 0.4108i 0.1470 + 0.9591i 0.0586 + 0.4108i] Ω/km (4.3) 0.0586 + 0.4108i 0.0586 + 0.4108i 0.1470 + 0.9591i A matriz de componentes de sequência da impedância foi obtida por meio da equação (3.28) e o resultado é apresentado na equação (4.4). 0.2643 + 1.7807i 0.0000 + 0.0000i 0.0000 + 0.0000i Z c = [ 0.0000 + 0.0000i 0.0884 + 0.5483i 0.0000 + 0.0000i] Ω/km (4.4) 0.0000 + 0.0000i 0.0000 + 0.0000i 0.0884 + 0.5483i Nota-se que a impedância de sequência zero (0.2643 + 1.7807i) apresenta maiores valores resistivos e reativos. Isso ocorre pelo fato dessa componente levar em conta o caminho de retorno que a corrente de sequência zero faz pelo solo e a interação de indutância mútua com o mesmo. Já as impedâncias de sequência positiva e negativa (0.0884 + 0.5483i) levam em consideração apenas os modos aéreos.
72 4.2.2 CÁLCULO DA CAPACITÂNCIA EM MATLAB Para o desenvolvimento da matriz de capacitâncias da linha de transmissão LT01 a 60 Hz é necessário, inicialmente, obter a matriz de coeficientes de potencial de Maxwell. Para isso, são utilizadas as equações (3.38) e (3.39) e, como resultado, obtém-se a matriz expressa na equação (4.5). 138.9818 21.7511 11.4151 P = [ 21.7511 138.9818 21.7511 ] km/µf (4.5) 11.4151 21.7511 138.9818 A matriz de capacitâncias é obtida por meio da equação (3.41) e está apresentada na equação (4.6). 7.4017 1.0899 0.4374 C = [ 1.0899 7.5363 1.0899] nf/km (4.6) 0.4374 1.0899 7.4017 A matriz de capacitâncias transposta é obtida por meio das equações (3.48) e (3.49). Como resultado, tem-se a equação (4.7) 7.4466 0.8724 0.8724 C t = [ 0.8724 7.4466 0.8724] nf/km (4.7) 0.8724 0.8724 7.4466 A matriz de componentes de sequência da capacitância é encontrada por meio das equações (3.53) e (3.54). Como resultado, tem-se a equação (4.8). 5.7017 0.0000 0.0000 C c = [ 0.0000 8.3190 0.0000] nf/km (4.8) 0.0000 0.0000 8.3190 Constants. A seguir é apresentado o procedimento de simulação realizado na rotina Line
73 4.3 IMPLEMENTAÇÃO EM ATP Criada na década de 60 por Herman W. Dommel e inicialmente conhecida como EMTP (Electromagnetic Transient Program), o ATP (Alternative Transient Program) é uma poderosa ferramenta de estudos de transitórios em sistemas elétricos de potência. O ATP trabalha com um arquivo de dados em formato de texto, que pode ser editado em qualquer editor de textos, tais como o EDIT do MS-DOS, NOTEPAD, ou qualquer outro editor, desde que o arquivo de dados seja salvo em formato ASC II. De um modo geral, o programa ATP lê este arquivo de dados e, após efetuar o processamento desse arquivo, gera outro arquivo geral com todo o estudo efetuado. Devido a estrutura de sua concepção, o arquivo de dados fornecido para o ATP tem um formato rigidamente preestabelecido, de modo que os dados são alocados em posições definidas que, se não forem seguidas, resultarão em erro de processamento. O ATP trabalha com um sistema de cartões, que contém um conjunto de instruções e são adicionados ao arquivo de dados conforme necessidade do sistema que se pretende simular. Um exemplo de cartão com instruções específicas é o Line Constants, considerado um cartão de rotina especial, pelo fato de desviar o fluxo de processamento normal do programa para uma rotina auxiliar do ATP. A rotina Line Constants foi desenvolvida como uma rotina auxiliar no cálculo dos parâmetros das linhas de transmissão aéreas para uma determinada frequência, e o resultado de seu processamento é utilizado para alimentar o arquivo principal de dados (TAVARES; CAMPO; PRADO, 2003). Este tópico apresenta uma descrição geral das configurações adotas na rotina Line Constants e necessárias para a simulação das linhas de transmissão em estudo, no qual se objetiva calcular seus parâmetros de sequência positiva e zero em diferentes frequências da rede. Também são descritos os métodos usados internamente pelo programa para realização dos cálculos de parâmetros. Os
74 resultados de todas as simulações em ATP estão apresentados no tópico subsequente. 4.3.1 CONFIGURAÇÕES USADAS NO LINE CONSTANTS As configurações que levam ao processamento da sub-rotina que calcula os parâmetros de uma LT aérea podem ser realizadas por uma interface gráfica fornecida pelo ATP. Nessa interface, todas as características necessárias para o cálculo dos parâmetros são definidas, como tipo da LT, resistividade do solo, número de fases, localização espacial dos condutores e suas características geométricas e elétricas, etc. A Figura 4.4 apresenta a interface descrita. Figura 4.4 Interface gráfica para configuração da LT no Line Constants. Fonte: Imagem obtida no software ATP. Cada condutor é numerado de acordo com a fase correspondente, no qual condutores com a mesma numeração são considerados cabos geminados. No caso das LTs em estudo, tem-se apenas um condutor por fase. Também são definidos os raios interno e externo para um tipo de condutor tubular, a resistência à corrente
75 contínua por unidade de comprimento, já corrigida para a temperatura de operação de 75 C, conforme equação (2.4), e a localização espacial de cada condutor. Essa localização, assim como na rotina implementada em Matlab, é definida como se cada condutor ocupasse um ponto específico em uma coordenada cartesiana. Outros dados de entrada são a altura do condutor fixada na estrutura da torre (Vtower) e a altura mínima que esse condutor atinge (Vmid). Com isso, é definida uma altura média para cada condutor, da mesma forma que na rotina em Matlab, por meio da equação (4.1). A Figura 4.5 apresenta a tabela fornecida pelo Line Constants para preenchimento dos dados dos condutores. Figura 4.5 Dados dos condutores fornecidos ao Line Constants. Fonte: Imagem obtida no software ATP. Após definidas as posições de cada condutor, o Line Constants dá opção de visualizar a seção de condutores em um corte transversal da linha, conforme apresenta Figura 4.6.
76 Figura 4.6 Visualização de um corte transversal dos condutores da LT configurada no Line Constants. Fonte: Imagem obtida no software ATP. O programa também recebe os dados da frequência de operação da linha e da resistividade do solo, que é considerada homogênea sob todo o percurso de linha definido. Ambos os dados contribuem para se considerar o efeito pelicular nos condutores e o efeito causado pela corrente de retorno pelo solo, respectivamente. Os parâmetros para impressão definem quais formatos serão impressos na saída. No caso das linhas em estudo foram selecionados os formatos [Zs] para a matriz de impedâncias de sequência e [Cs] para a matriz de capacitâncias de sequência. 4.3.2 CÁLCULO DA IMPEDÂNCIA NO LINE CONSTANTS O Line Constants considera as correções na impedância devido ao efeito pelicular e ao efeito causado pela corrente de retorno pelo solo.
77 Para se considerar o efeito pelicular nos condutores, a opção skin effect deve ser selecionada e informado o valor da resistência dos condutores à corrente contínua já corrigido para a temperatura de operação. O Line Constants utiliza as funções modificadas de Bessel para calcular a impedância interna de condutores tubulares e assim considerar o efeito pelicular causado pela frequência de operação da rede (LIU; MEYER, 1987), da mesma forma que está implementado na rotina desenvolvida em Matlab. Para a correção relacionada a corrente de retorno pelo solo, é utilizado o método desenvolvido por Carson (1926), diferente do método aproximado, desenvolvido por Deri, A., Tevan, G., Semlyen, A., Castanheira, A. (1981), que foi utilizado na implementação em Matlab. Entretanto, espera-se boas aproximações entre os resultados obtidos por cada método, conforme discutido no capítulo 3. Como observado na Figura 4.5, o Line Constants não considera o raio médio geométrico (RMG) do condutor, ele realiza uma aproximação do valor do raio do condutor (r = re 1 4 = 0,7788r ). Essa relação é apresentada no capítulo 2 deste trabalho, no cálculo da indutância de uma LT aérea, na equação (2.10). No caso da rotina implementada em Matlab, o RMG é considerado no cálculo da indutância, o que pode contribuir para uma pequena divergência nos resultados da impedância entre a rotina desenvolvida em Matlab e a simulação no Line Constants. Para a obtenção da impedância de sequência positiva e zero de uma LT aérea transposta, o Line Constants utiliza as mesmas expressões consideradas na rotina implementada em Matlab, que são as fórmulas (3.34) e (3.35). 4.3.3 CÁLCULO DA CAPACITÂNCIA NO LINE CONSTANTS Segundo trabalho apresentado por Liu e Meyer (1987), o cálculo da matriz de capacitâncias na rotina auxiliar Line Constants é obtido por meio do cálculo dos coeficientes de potencial de Maxwell, assim como realizado na rotina implementada em Matlab. Portanto, espera-se resultados muito próximos entre as duas ferramentas.
78 Para a obtenção da capacitância de sequência positiva e zero de uma LT aérea transposta, o Line Constants utiliza as mesmas expressões consideradas na rotina implementada em Matlab, que são as fórmulas (3.53) e (3.54). No tópico seguinte estão apresentados todos os resultados dos parâmetros de sequência positiva e zero obtidos para as LTs em estudo nos dois softwares considerados. 4.4 COMPARAÇÃO DOS RESULTADOS EM MATLAB E LINE CONSTANTS As três LTs aéreas, LT01, LT02 e LT03 foram processadas, tanto na rotina desenvolvida em Matlab, quanto na rotina Line Constants, que é o software referência, para as frequências da rede de 60 Hz, 10 khz, 100 khz e 1MHz. Os resultados das impedâncias e capacitâncias de sequência positiva e zero encontrados estão apresentados nas tabelas a seguir. 4.4.1 COMPARAÇÃO DAS IMPEDÂNCIAS DE SEQUÊNCIA A Tabela 4.4 apresenta os resultados das impedâncias de sequência positiva e zero da linha de transmissão LT01. Tabela 4.4 Resultados da impedância da linha de transmissão LT01. Fonte: Desenvolvido pelo autor.
79 A Tabela 4.5 apresenta as diferenças percentuais entre os valores das resistências e reatâncias das impedâncias de sequência positiva e zero encontradas nas duas rotinas para cada frequência considerada na linha de transmissão LT01. Tabela 4.5 Diferenças percentuais entre as impedâncias obtidas pelas rotinas Matlab e Line Constants na LT01. Fonte: Desenvolvido pelo autor. A Tabela 4.6 apresenta os resultados das impedâncias de sequência positiva e zero da linha de transmissão LT02. Tabela 4.6 Resultados da impedância da linha de transmissão LT02. Fonte: Desenvolvido pelo autor. A Tabela 4.7 apresenta as diferenças percentuais entre os valores das resistências e reatâncias das impedâncias de sequência positiva e zero encontradas nas duas rotinas para cada frequência considerada na linha de transmissão LT02.
80 Tabela 4.7 Diferenças percentuais entre as impedâncias obtidas pelas rotinas Matlab e Line Constants na LT02. Fonte: Desenvolvido pelo autor. A Tabela 4.8 apresenta os resultados das impedâncias de sequência positiva e zero da linha de transmissão LT03. Tabela 4.8 Resultados da impedância da linha de transmissão LT03. Fonte: Desenvolvido pelo autor. A Tabela 4.9 apresenta as diferenças percentuais entre os valores das resistências e reatâncias das impedâncias de sequência positiva e zero encontradas nas duas rotinas para cada frequência considerada na linha de transmissão LT03. Tabela 4.9 Diferenças percentuais entre as impedâncias obtidas pelas rotinas Matlab e Line Constants na LT03. Fonte: Desenvolvido pelo autor.
81 De modo geral, observa-se que os resultados obtidos pela rotina implementada em Matlab se aproximam dos resultados encontrados na rotina de um software referência no cálculo de parâmetros de linha de transmissão, o Line Constants, mesmo com as alterações de frequência da rede e características distintas entre as LTs em análise. As diferenças percentuais são, quase que em sua maioria, menores do que 4%, e os resultados na frequência de 60 Hz apresentam as melhores aproximações com a referência. Porém são observadas diferenças percentuais maiores nas resistências de sequência positiva para as frequências diferentes de 60 Hz, em especial, a frequência de 10 khz. Nota-se o aumento significativo das impedâncias de sequência positiva e zero com o aumento da frequência, o que é esperado, já que o efeito pelicular é intensificado e a reatância indutiva cresce proporcionalmente com a frequência. É importante observar que os valores obtidos com a rotina em Matlab acompanham os crescimentos verificados nos valores de referência. Outra constatação é que a taxa de crescimento da resistência de sequência zero é maior que a de sequência positiva nas três LTs em estudo. Isso se deve ao fato de a resistência de sequência zero incorporar o percurso de retorno da corrente de sequência zero pelo solo. Também é verificado que, tanto a reatância de sequência positiva, quanto a reatância de sequência zero, acompanham um crescimento, quase que proporcional, da frequência da rede. Isso ocorre pelo fato da indutância das LTs não sofrer variação significativa com o aumento da frequência, fazendo com que o crescimento da reatância indutiva (2πfL) seja, praticamente, responsabilizado pelo aumento da frequência. O comportamento das impedâncias de sequência das LTs sob o efeito da variação da frequência da fonte de alimentação da rede será melhor discutido em análises gráficas em um tópico subsequente.
82 4.4.2 COMPARAÇÃO DAS CAPACITÂNCIAS DE SEQUÊNCIA Como é esperado, a capacitância de uma LT aérea não é alterada com a variação da frequência. Entretanto, cada LT analisada possui uma capacitância específica devido aos diferentes posicionamentos e dimensões dos condutores considerados. A Tabela 4.10 apresenta as capacitâncias de sequência positiva e zero de cada LT. Tabela 4.10 Resultados das capacitâncias das linhas de transmissão LT01, LT02 e LT03. Fonte: Desenvolvido pelo autor. A Tabela 4.11 apresenta as diferenças percentuais entre os valores das capacitâncias de sequência positiva e zero encontradas nas duas rotinas para cada linha de transmissão em estudo. Tabela 4.11 Diferenças percentuais entre as capacitâncias obtidas pelas rotinas Matlab e Line Constants para cada LT em estudo. Fonte: Desenvolvido pelo autor. Comparando os resultados, verifica-se uma ótima aproximação dos valores encontrados pela rotina desenvolvida em Matlab e pela rotina Line Constants, com erros inferiores a 0,3%, o que é justificado pelo fato de ambas as rotinas utilizarem o mesmo método de cálculo, baseado nos coeficientes de potencial de Maxwell.